tesis cfb duhart_j

UNIVERSIDAD DEL BIO BIO PROFESOR GUÍA: FACULTAD DE INGENIERÍA SR. REINALDO SÁNCHEZ ARRIAGADA DEPTO. INGENIERÍA MECÁNICA

“COMBUSTIÓN DEL PETCOKE CON ADICIÓN DE CALIZA EN UN HOGAR DE LECHO FLUIDIZADO CIRCULANTE”

TRABAJO DE TITULACION PRESENTADO EN CONFORMIDAD A LOS REQUISITOS PARA OBTENER EL TITULO DE INGENIERO CIVIL INDUSTRIAL, MENCION MECANICA.

Concepción, Julio de 2008 Jean Paul Duhart Ballesteros

Universidad del BíoBío Departamento de Ingeniería Mecánica – Proyecto de Título

2

Agradecimientos: Deseo expresar mis más sinceros agradecimientos a todas aquellas personas que con

su apoyo, han colaborado con la realización de este trabajo de titulación. Especialmente a

Don Reinaldo Sánchez Arriagada, docente de la Facultad de Ingeniería de la Universidad

del Bío Bío, quien amablemente acepto ser mi tutor durante este largo tiempo, además por

su valiosa colaboración, ideas, consejos y disponibilidad hacia mi persona para poder hacer

posible el desarrollo y término de este proceso.

A los profesores, Don Luis Cerda Miskulini y Doña Leticia Galleguillos Peralta.

deseo expresar mis más sinceros agradecimientos por sus excelentes consejos,

conversaciones amenas y su excelente disponibilidad hacia mi persona.

Al cuerpo docente de la Universidad del Bío Bío, especialmente a los profesores del

Departamento de Ingeniería Mecánica e Ingeniería Industrial, por los conocimientos

entregados durante mi formación profesional y personal.

A mis padres, Bernardo y Ester por su infinito apoyo a lo largo de mi vida y por los

consejos y valores en mí inculcados.

Jean Paul Duhart Ballesteros.


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Resumen Se evaluó el proceso de combustión de una caldera de lecho fluidizado circulante, lo

cual permitió analizar la situación actual del proceso, cuantificar la cantidad de carbón no

quemado que se deposita en las cenizas y parametrizar las variables de operación a partir

del rendimiento de la caldera y de la temperatura del lecho. Esto se realizó en el marco del

proyecto de investigación denominado “Combustión del petcoke con adición de caliza en

un hogar de lecho fluidizado circulante”.

El proyecto se realizó utilizando un modelo computacional desarrollado por Jean

Paul Duhart B. mediante el software EES (Engineering Equation Solver), el que permitió

cumplir con los objetivos planteados durante la investigación. Como resultados se logró

determinar las cantidades de gases producidos en función de la temperatura del lecho, la

demanda de caliza para la reacción de sulfatación, la cantidad de carbono no quemado

depositado en las cenizas y la relación que existe entre las variables de operación más

importantes y el rendimiento de la caldera.


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Índice Agradecimientos 2

Resumen 3

Índice 4

Capítulo 1: “Antecedentes generales”

1.1.- Origen del tema y planteamiento del estudio. 61.2.- Objetivo general. 71.3.- Objetivos específicos. 7

Capítulo 2: “Caldera de lecho fluidizado circulante”

2.1.- Visión general. 82.2.- Ciclo de agua y vapor. 10

2.2.1.- Economizador. 102.2.2.- Domo de vapor y circuitos de tubos de agua. 102.2.3.- Ciclón y área de recuperación de calor. 11

2.3.- Flujo de aire primario y secundario. 132.4.- Flujo de salida de gases y extracción de cenizas. 15

2.4.1.- Vía de flujo de salida de gas. 152.4.2.- Ciclón y válvula-J 162.4.3.- Stripper / coolers 16

2.5.- Visión general de la alimentación de combustible. 172.6.- Visión general de la alimentación de caliza. 182.7.- Principios de operación de la caldera. 20

2.7.1.- Combustión del hogar. 20

Capítulo 3: “Antecedentes teóricos”

3.1.- Lechos fluidizados atmosféricos. 233.1.1.- Descripción. 233.1.2.- Eficiencia de la combustión del carbono. 263.1.3.- Eliminación de SO2 283.1.4.- Transferencia de calor. 303.1.5.- Emisiones de óxido de nitrógeno. 31

3.2.- Combustión. 323.2.1.- Introducción. 323.2.2.- Aspectos básicos. 33

3.2.2.1.- Balance de materia en combustión completa. 333.2.2.1.1.- Aire estequiométrico. 333.2.2.1.2.- Exceso de aire. 33

3.2.2.2.- Reacciones químicas de combustión. 353.2.2.3.- Características de los combustibles. 36


5

3.2.2.4.- Análisis de combustibles. 373.2.2.4.1.- Análisis inmediato. 373.2.2.4.2.- Análisis elemental. 38

3.2.2.5.- Poder calorífico. 393.2.2.6.- Balance de combustión de un combustible sólido. 413.2.2.7.- Energía disponible en los gases de combustión. 43

3.2.2.7.1.- Temperatura adiabática de la llama. 433.2.2.7.2.- Temperatura real de los productos de la combustión. 44

3.2.2.8.- Función de Gibbs. 463.2.2.8.1.- Entalpía de formación. 463.2.2.8.2.- Entropía absoluta. 483.2.2.8.3.- Función de formación de Gibbs. 49

Capítulo 4: “Condiciones de diseño y balance nominal de combustión”.

4.1.- Condiciones de diseño. 504.2.- Balance nominal de combustión. 53

Capítulo 5: “Condiciones reales de combustión y desarrollo de la investigación”

5.1.- Condiciones reales de combustión. 555.1.1.- Reacciones de combustión. 575.1.2.- Reacción de sulfatación. 585.1.3.- Desarrollo. 595.1.4.- Balance energético de combustión. 655.1.5.- Gráficos y tablas paramétricas basados en programa EES 68

Capítulo 6: “Conclusiones”. 81

Referencias bibliográficas 84

Anexo A: Especificaciones técnicas de la empresa. 85Anexo B: Programa de combustión desarrollado en EES 90Anexo C: Informes diarios de operación de la caldera de lecho fluidizado circulante. 100Anexo D: Tabla de entalpía de formación, función de Gibbs y entropía absoluta. 137


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Capítulo N° 1: Antecedentes generales. 1.1.- Planteamiento del problema.

El siguiente estudio tiene como objetivo principal determinar la influencia de los

diferentes parámetros que intervienen en el proceso de combustión en una caldera de lecho

fluidizado circulante, para obtener y tabular información referente al tema, y desarrollar con

mayor eficiencia el proceso de generación de vapor.

Dado la escala del consumo de combustible en una caldera de lecho fluidizado

circulante es necesario obtener información que permita disminuir toda pérdida por

concepto de carbono no quemado, que deriva en la acumulación de dicho combustible en

las cenizas, por lo cual se debe investigar y tabular las variables mas importantes con el

objeto de disminuir dicha pérdida y por ende mejorar el rendimiento de la caldera y de la

planta.

El ámbito del estudio, contempla analizar el proceso de combustión, calculando de

forma teórica el rendimiento de la caldera, y comparando estos resultados con los

estándares actuales de funcionamiento del equipo, con esto, se busca recolectar y tabular

información para desarrollar una base de datos que permita identificar y cuantificar las

variables más influyentes de dicho proceso.


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1.2.- Objetivo General.

Evaluar el proceso de combustión del petcoke en una caldera con hogar de lecho

fluidizado circulante, considerando la adición de caliza para la captura de azufre.

1.3.- Objetivos Específicos.

• Elaborar un programa computacional para la combustión del petcoke incorporando

caliza y además cuantificar la formación de NOx y CO en los productos.

• Parametrización de las variables de operación más importantes analizando la

sensibilidad y su impacto en el rendimiento de la combustión.

• Cuantificar de forma analítica la cantidad de carbono no quemado que se deposita

en la ceniza, con el fin de determinar su influencia sobre la temperatura del hogar y

de la corriente de gases a través de la caldera de lecho fluidizado circulante.


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Capítulo N° 2: Caldera de lecho fluidizado circulante.

2.1.- Visión general.

La caldera en estudio, es una caldera de lecho fluidizado circulante con un domo.

Puede generar 243 ton/hora de vapor sobrecalentado a 106 kg/cm2 y 540 °C en su rango

continúo máximo (MCR: Maximun Continuous Rating). El MCR está calculado sobre la

base de tener una entrada de agua de alimentación al economizador a 140 °C y con una

purga de fondo de la caldera a razón del 1% del MCR.

La caldera está formada por un Hogar enfriado por agua, con paredes de división

parcial (raiser), un ciclón enfriado por vapor y un área de recuperación de calor (HRA)

convectiva enfriada por vapor ( ver figura 2.1). El calor para generar vapor proviene de la

combustión del coke de petróleo en el Hogar. La caliza es mezclada con el combustible en

la cámara de combustión para ayudar en la captura de los óxidos de azufre durante el

proceso de combustión. El coke de petróleo y la caliza forman un lecho de sólidos calientes

que son forzados a subir con los productos de la combustión a través del Hogar, liberando

su energía calórica al agua y al vapor de los tubos de la caldera.

La mezcla de sólidos en suspensión y el gas salen por la parte superior del hogar a

través de una única salida hacia el separador ciclónico. Los materiales gruesos

(combustible, caliza y ceniza) que son impulsados hacia arriba del hogar son separados del

flujo de gases en el ciclón y vuelven al hogar a través de la válvula J. La válvula J conecta

la parte inferior del ciclón con la parte posterior del hogar justo sobre la grilla o suelo, en

donde se encuentran las toberas fluidizantes.

Los gases calientes en el ciclón transfieren parte de su calor al vapor que va por

dentro de los tubos que rodean el ciclón. El flujo de gases es liberado en la parte superior

del ciclón a través de un barril de escape (o vortex finder) antes de ingresar a la parrilla de

entrada que forman los sobrecalentadores del HRA, transfiriendo más calor al vapor. Los

gases calientes fluyen hacia abajo a través del HRA y salen de la caldera por el fondo del


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HRA. El flujo de gases fluye a través de los precalentadores de aire primario y secundario

que están dispuestos en forma paralela para calentar el aire de combustión, el aire de

inyección y el de entrada del transporte del combustible. Posteriormente, el flujo de gases

es dirigido a través de los filtros de manga (baghouse) para remover sus partículas. Desde el

baghouse, el ventilador de tiro inducido (ID) extrae el flujo de gases limpio por la

chimenea.

Figura 2.1: Esquema de la caldera de lecho fluidizado circulante.

Donde: a: Alimentador de combustible; b: Alimentador de Caliza; c: Ventilador de Aire Primario; d: Ventilador de aire secundario; e: Ventilador de tiro inducido; f: Baghouse (Filtro de mangas); g: Chimenea.


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2.2.- Ciclo de agua y vapor.

Los componentes principales del ciclo de agua y vapor son los siguientes:

economizador, Circuito de Pared de Agua y Domo de vapor, Ciclón, Área de Recuperación

de calor (HRA), sobrecalentador primario, sobrecalentador final (secundario).

2.2.1.- Economizador:

El economizador se encuentra en la parte inferior del área de recuperación de calor

(HRA) cerca del escape de los gases de combustión. Desde el cabezal de entrada del

economizador, el agua de alimentación fluye hacia arriba a través de sus tres bancos de

tubos horizontales, absorbiendo el calor del gas caliente que pasa a través de los tubos. El

agua de alimentación pasa por el cabezal de salida del economizador por medio de una

tubería de transferencia hacia un extremo del domo de vapor.

Durante la partida y en condición de baja carga, cuando no existe o bien hay un

flujo de agua de alimentación mínimo hacia el domo de vapor, se usa el sistema de

recirculación del economizador (Downcomer) para evitar que se genere vapor en el

economizador haciendo recircular el agua desde el cabezal de entrada del economizador al

domo de vapor.

2.2.2.- Domo de vapor y circuito de tubos de agua.

El domo de vapor proporciona una reserva de agua de alimentación que debe ser

mantenida durante la operación de la caldera. El nivel normal de operación del domo es de

aproximadamente 76 mm por debajo de la línea central del domo.

El nivel del domo está controlado por una válvula de control de flujo, esta válvula

controla al flujo de alimentación desde las bombas de alimentación de agua de la caldera

hacia el economizador y, por lo tanto hacia el domo de vapor.


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El agua en el domo de vapor entra a la caldera a través de dos tubos de bajada

(downcomers) al fondo de la caldera, donde es dividida en cuatro cabezales de pared del

hogar y dos cabezales de pared de división del hogar. A medida que el agua es calentada, se

forman burbujas de vapor que se elevan por los tubos (debido a que la densidad del vapor

es menor a la del agua que lo rodea) hacia los cabezales de salida superiores de la pared

lateral, frontal, trasera y de división y re-ingresa al domo a través de los tubos de subida.

El domo de vapor usa separadores ciclónicos para dividir el agua del vapor de la

mezcla que retorna al domo a través de los elevadores de la caldera. Los separadores

ciclónicos son de forma cilíndrica y usan topes fijos para impartir un movimiento de

remolino rápido a la mezcla de vapor y agua. El agua es forzada a salir por la acción de la

fuerza centrífuga y es dirigida de vuelta al reservorio de agua del domo para volver al ciclo

de agua. El vapor se eleva hasta llegar a la parte superior del domo en donde más humedad

es removida por una serie de deflectores ajustados, uno cerca del otro, en un patrón de

zigzag. Los deflectores hacen que la mezcla de agua y vapor cambie constantemente de

dirección con el objeto de interceptar la mayor cantidad de partículas de agua. El agua

recogida mediante los deflectores es enviada de vuelta al domo. El vapor es dirigido hacia

el exterior por la parte superior del domo hacia el ciclón.

3.2.3.- Ciclón y área de recuperación de calor.

Desde el domo, el vapor fluye al ciclón, mediante los tubos de la cubierta de entrada

de gas y sigue hacia los cuatro cabezales inferiores de la cubierta del ciclón cilíndrico, para

luego subir por las tuberías de pared circular de salida del ciclón hacia el cabezal del anillo

superior de la salida. El vapor abandona este cabezal a través de cuatro tuberías de

transferencia y hacia dos áreas de recuperación de calor (HRA) y fluye hacia abajo a través

de la sección de tubos correspondiente hacia cuatro cabezales de salida de la pared laterales

inferior del HRA (2 por lado).


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El vapor sale de los cabezales de salida de la pared lateral inferior a través de ocho

tuberías de transferencia (4 por cabezal) hacia un cabezal de entrada inferior de la pared

frontal del HRA.

Desde el cabezal de entrada inferior, el vapor fluye hacia arriba a través de la

sección de tubos de flujo ascendente y luego pasa a través de los tubos del techo hacia la

pared trasera, hacia abajo de los tubos de la pared trasera y hacia fuera por medio de un

cabezal de salida posterior que sirve como cabezal de entrada del sobrecalentador primario,

el vapor fluye a través de los tubos del sobrecalentador primario y sale a través del cabezal

de salida por un solo extremo.

Desde el cabezal de salida del sobrecalentador primario, el vapor pasa a través de un

tubo de transferencia que va al sobrecalentador final. El atemperador (desobrecalentador) se

usa para controlar la temperatura del vapor sobrecalentado que va a la turbina. Al

atemperador de la caldera se le proporciona agua de alimentación desde el cabezal de

descarga de las bombas de alimentación de agua de la caldera e inyecta una pequeña

cantidad de agua de alimentación (como fino spray) al vapor de paso. El calor aportado por

el vapor se usa para evaporar el agua, bajando, en consecuencia, la temperatura del vapor.

Cuando la temperatura del vapor que entra al atemperador es superior al punto de ajuste, se

inyecta más agua. A medida que la temperatura del vapor baja, el flujo de agua disminuye o

cesa completamente. Desde el cabezal de entrada del sobrecalentador final, el vapor fluye a

través de los tubos del sobrecalentador y sale por medio del cabezal de salida del

sobrecalentador hacia al cabezal de vapor principal que alimenta al turbogenerador.


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2.3.- Flujo de aire primario y secundario.

El aire necesario para la combustión es suministrado a la caldera mediante los

ventiladores de aire primario (PAF) y secundario (SAF) y complementado por el soplador

de la válvula-J y los sopladores de transporte de caliza.

El aire a temperatura ambiente es conducido hacia los ductos de entrada de aire

primario y secundario por los ventiladores respectivos. El aire primario y secundario es

precalentado en calentadores tubulares de aire, separados entre si. El aire primario pasa al

hogar a través del calentador de aire primario. Desde el calentador de aire primario, el aire

es dirigido hacia el plenum inferior de la cámara del hogar pasando a través de la grilla

fluidizante de toberas hacia la cámara de combustión. El aire primario calentado fluidiza el

lecho a través de las toberas que están en el suelo de la grilla y establece una circulación

ascendente de sólidos a través del hogar.

Durante la partida, se añade calor adicional al aire primario por medio de un

quemador auxiliar ubicado más atrás del plenum. El quemador auxiliar precalienta al aire

primario a aproximadamente +/- 800 °C, antes que los calentadores de aire estén lo

suficientemente calientes como para suministrar el calor necesario para precalentar el aire.

El aire precalentado producido por el quemador auxiliar ayuda a elevar la temperatura del

material del lecho y a lograr la auto-combustión del coke cuando se inicia su alimentación.

Una derivación une el ducto de aire primario antes que el aire pase a través del

calentador de aire primario. La derivación proporciona aire primario frío a los

stripper/coolers y aire de sello a los alimentadores de combustible.

El aire primario no calentado del ventilador PAF, es usado para fluidizar el lecho de

los dos (2) stripper/coolers, así como para separar las cenizas finas desde estos lechos y

reinyectarlas de vuelta al hogar. La fluidización del lecho también ayuda en la extracción de

partículas gruesas hacia el drenaje de ceniza de lecho en cada stripper/cooler.


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El aire primario calentado es también suministrado al soplador booster y a su

quemador auxiliar. El soplador booster descarga el aire primario hacia el ducto del

quemador. El aire primario dirigido a la boquilla del quemador, es usado para la

combustión del combustible diesel.

El aire secundario pasa a través del calentador de aire secundario antes de entrar en

el hogar sobre el lecho principal. Este aire secundario calentado es usado como aire caliente

y entra al hogar en un punto sobre el lecho principal. Este aire secundario es usado para

controlar la formación de NOx (Óxidos nitrosos) en el gas de salida mientras mantiene la

temperatura de escape, de los gases del hogar a una temperatura similar a la del lecho

circulatorio. El monóxido de nitrógeno (NOx) y dióxido de nitrógeno (NO2) son derivados

del proceso de combustión en la caldera de lecho fluidizado circulante. Sobre el 50% de

carga, se usa aire secundario para regular los niveles de exceso de aire, según sea el caso y

carga de la caldera. (Control de O2)


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2.4.- Flujo de salida de gases y extracción de cenizas.

Este sistema está formado por los siguientes componentes principales:

- Ciclón (lado de gas)

- Area recuperadora de calor

- Válvula-J y sopladores

- Stripper/cooler

- Baghouse

- Ventilador ID

- Chimenea

2.4.1.- Vía de flujo de salida de gas

En al hogar, el aire primario y secundario se mezclan con el coke de petróleo y la

caliza para facilitar la combustión y la captura de óxidos de azufre, los gases generados en

este proceso arrastran consigo un porcentaje de combustible, caliza y finos de ceniza, dicha

mezcla fluye hacia arriba, a través de la cámara de combustión hacia el ciclón, donde la

mayoría de los sólidos en suspensión de mayor tamaño son separados de la corriente y

devueltos a la cámara de combustión a través de la válvula J. El flujo de gases y los finos

restantes, son impulsados a través del área de recuperación de calor (HRA), a los

calentadores de aire y al filtro de mangas por el ventilador de tiro inducido (ID).

Después de pasar a través de la unidad recuperadora de calor, el flujo de gases y la

ceniza fina son llevados al sistema de baghouse. Éste es un filtro de mangas o bolsas de

tela, en que las partículas de ceniza son extraídas de la corriente de gases para que no sean

liberadas a la atmósfera. Las cenizas son depositadas en buzones individuales bajo de cada

sección o cámara del baghouse y son retiradas del equipo mediante un sistema de manejo

de cenizas.

Desde el baghouse, los gases enfriados y libres de polvo son llevados hacia el

ventilador ID y expulsados a la chimenea para su posterior liberación a la atmósfera.


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2.4.2.- Ciclón y válvula-J

El hogar, el ciclón y la válvula –J forman el lazo de circulación caliente. Los sólidos

son barridos hacia la sección superior del hogar por el aire fluidizante y el aire de sobre

fuego, saliendo a través de una abertura en la pared trasera superior del hogar hacia el

ciclón. Los sólidos más gruesos son separados en el ciclón y caen en la válvula –J para ser

reenviados al hogar.

La mitad superior del ciclón es cilíndrica y la mitad inferior es de forma cónica.

Todo el ciclón es enfriado por vapor y se encuentra sobre una construcción de tubos

MONO-WALL que consisten en fijar una pieza de metal de relleno o membrana entre los

tubos del ciclón a ambos lados de los tubos adyacentes. Esto forma una cubierta hermética

para el gas que favorece la transferencia de calor.

2.4.3.- Stripper / Coolers

Los stripper / coolers (dos), remueven el material agotado del lecho del fondo del

hogar a través de dos conexiones de drenaje para sólidos y líneas de transporte asociadas.

Las conexiones de drenaje se encuentran una a cada extremo del hogar (izquierdo y

derecho), estos equipos se dividen en tres celdas con paredes parciales que permiten que el

material agotado del lecho de cenizas fluya libremente alrededor de la pared, ingresando a

la siguiente celda.

Para fluidizar las partículas finas de ceniza es suministrado aire frío primario al

plenum doble de aire del stripper/cooler. El aire entra a la celda separadora (Stripper 1) para

apartar las partículas finas de ceniza del material más pesado del lecho. Estas partículas son

devueltas al hogar a través de aberturas en las paredes laterales del hogar ubicadas en la

parte superior del Stripper/cooler.


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2.5.- Visión general de la alimentación de combustible.

El petcoke es inyectado al hogar a través de la pared frontal del hogar por medio de

tres alimentadores idénticos. Cada conducto de alimentación de combustible está formado

por los siguientes componentes:

- Silo de coke (común para los tres alimentadores de combustible)

- Válvula manual de cierre, tipo compuerta

- Alimentador gravimétrico de combustible

- Compuerta de cierre del alimentador, neumático

- Boca para descarga de combustible (montada a aproximadamente 1.8m sobre el

suelo de la grilla).

El combustible es almacenado en el silo para su uso diario, de las siguientes

medidas: 11.5 m de largo x 10.2 m de ancho x 25.5 m de alto. El coke llega al alimentador

gravimétrico mediante gravedad a través de una válvula manual de corredera que

normalmente está abierta. El alimentador gravimétrico funciona por medio de corriente

eléctrica y controla la razón de alimentación al hogar en respuesta a la demanda de

combustible de la caldera que está determinada por el master de la caldera.

Desde el alimentador gravimétrico, el petcoke es alimentado en la boquilla de

combustible por acción de la gravedad y el sistema de aire primario proporciona aire de

transporte. La razón de flujo de aire de transporte para los alimentadores de combustible

individuales es controlada por sus respectivas válvulas de flujo. Cada boca de combustible

distribuye el coke de petróleo en el lecho fluidizado de manera uniforme.

Las válvulas de compuertas deslizantes de cierre del silo de coke son operadas en

forma manual y las compuertas deslizantes o de caída al alimentador de combustible son

operadas de manera neumática. Ambos set de válvulas son usadas principalmente para

propósitos de mantención. Es decir, permanecen abiertas durante operación normal.


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2.6.- Visión general de la alimentación de caliza.

Este sistema está formado por los siguientes componentes principales:

- Silo de caliza

- Válvula de compuerta deslizante de cierre del silo de caliza

- Ducto de llegada de la caliza.

- Válvula rotatoria (305 mm) con motor 1 ½ HP y un variador de velocidad (RV-

201 A/B)

- Líneas de inyección (4) con Válvulas de control al hogar.

- Sopladores de caliza de 100 HP (2)

El sistema de inyección de caliza está diseñado para transportar caliza desde el silo e

inyectar el material neumáticamente en la caldera. La línea de transporte se divide en cuatro

ramales entre el silo y la caldera. El flujo que pasa a través de cada ramal es balanceado

mediante dispositivos reguladores de flujo, e inyectados en la caldera por medio de cuatro

lanzas de inyección.

La razón de alimentación de flujo en la caldera está controlada por un alimentador o

válvula rotatoria de sello de aire ubicada debajo del silo de caliza. Ésta cuenta con un

accionamiento de velocidad variable para ajustar la cantidad de caliza que está siendo

alimentada en el sistema. La cantidad de caliza inyectada a la caldera está determinada por

el sistema de control de SO2 en la caldera, mediante un set-point dado por el operador de

sala de control (set-point actual: 210 ppm o < a 4 ton / dia).

El silo de caliza tiene las siguientes dimensiones: 11.5 m de largo x 4.6 m de ancho

x 19.87 m de alto. La caliza que proviene del silo es alimentada por acción de gravedad en

la válvula de compuerta deslizante de cierre y luego a un ducto de llegada a una de las

válvulas rotatorias, encargadas de regular el flujo de caliza para controlar las emisiones de

dióxido de azufre (SO2).


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La caliza es alimentada en la cámara de combustión a través de cuatro líneas

ramales de transporte y a las aberturas del hogar, mediante aire de transporte, suministrado

por uno de los dos sopladores de caliza. Se proporcionan lanzas de inyección así como los

conductos y las válvulas asociadas para cada una de las cuatro líneas de ramales de

transporte.

Cada lanza cuenta con una válvula de control de flujo operada por aire, una válvula

de aislamiento manual y una válvula solenoide para el aire de purga. Éste es proporcionado

por el sistema de aire comprimido. Cuando no fluye aire desde el soplador de caliza a través

de las lanzas de inyección, el aire de purga es automáticamente activado para destapar las

lanzas. Este proporciona aire frío y mantiene a los gases de la caldera lejos de los asientos

de las válvulas de las líneas de transporte.


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2.7.- Principios de operación de la caldera.

En términos muy simples, la caldera produce vapor sobrecalentado al recuperar el

calor generado por la quema de petcoke en un lecho fluidizado circulante. La energía

térmica del vapor sobrecalentado es utilizada para accionar un turbogenerador y producir

energía eléctrica.

2.7.1.- Combustión del hogar

El calor para generar vapor proviene de un lecho fluidizado de sólidos calientes que

circulan en forma continua en un lazo cerrado desde el hogar a través del ciclón y

retornando al hogar vía Válvula-J. El material del lecho en una caldera de lecho fluidizado

está formado por petcoke, caliza y ceniza. El material del lecho debe ser fluidizado por aire

precalentado para garantizar una combustión adecuada del material combustible. En una

caldera CFB las velocidades de gas son tales que una parte del combustible, caliza y ceniza

del lecho son transportadas a través del hogar. Esta velocidad de arrastre mínima es

producida principalmente por los ventiladores de aire primario y secundario para levantar el

material y producir el flujo adecuado de los sólidos en suspensión dentro del lecho en el

hogar, logrando una buena trasferencia de calor. Los sólidos (combustible, caliza, cenizas)

se mueven a través del hogar a una velocidad menor que la mezcla de aire y flujo de gases.

Este proceso, junto con el hecho de que el hogar es alargado, permite un tiempo de

combustión suficiente, es decir, que el tiempo de estadía de las partículas en el hogar es el

suficiente para garantizar la mayor tasa de transferencia de calor. Además a medida que el

combustible sube por la corriente de gases, su tamaño se reduce gracias al proceso de

combustión y se mezcla con la caliza generando un lecho de mezcla balanceada. Esta

acción produce partículas pequeñas de material del lecho que circulan en un lazo. Este lazo

involucra al hogar, el ciclón y la válvula J. El ciclón, como anteriormente se mencionó,

separa los materiales finos de las partículas más gruesas permitiendo que estas últimas

caigan en la válvula J para ser reinyectadas en el hogar.


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Un largo tiempo de residencia en el hogar junto con el pequeño tamaño de las

partículas y la acción altamente fluidizante de la caliza y el aire primario, produce una

mejor razón de extracción de azufre y un menor consumo de caliza. No existe una

profundidad o altura fija definida para el lecho de una caldera de lecho fluidizado. Existen

distintas densidades de materiales circulantes de lecho dependiendo del tamaño y el peso de

las partículas de combustible y caliza. Las partículas más pesadas permanecen en la región

mas baja del hogar mientras que las partículas más pequeñas y menos densas se elevan.

Cuando el tamaño de las partículas es lo suficientemente pequeño, son extraídas del lazo

circulante con el flujo de gases, como ceniza muy fina.

La extracción del azufre en una caldera de lecho fluidizado circulante se produce

cuando éste, que está presente en el petcoke, se combina químicamente con oxígeno

durante el proceso de combustión para formar dióxido de azufre (SO2) o trióxido de azufre

(SO3). El dióxido de azufre formado durante el proceso de combustión debe ser extraído

para cumplir con los límites adecuados de emisiones al medio ambiente. El agente que

ayuda a extraer los compuestos de azufre es la caliza. Ésta reacciona de la siguiente manera

dentro del hogar y en presencia de compuestos de azufre:

La caliza (CaCO3) más el calor producido por el proceso de combustión genera

óxido de calcio (CaO) y dióxido de carbono (CO2) que reacciona con el dióxido de azufre

(SO2). Esta reacción es conocida como Sulfatación y genera un compuesto llamado Sulfato

de calcio (CaSO4). Se requiere un exceso de caliza en la mezcla del lecho para que se

produzca la reacción de sulfatación. La cantidad de exceso de caliza requerida dependerá de

varios factores, como la cantidad de azufre en el combustible, la temperatura del material

del lecho y las propiedades físicas y químicas de la caliza.

Caliza (CaCO3) + calor CaO + CO2

CaO + SO2 CaSO4


22

El rango ideal de temperaturas de reacción para generar el proceso de sulfatación es

de 843 – 954 °C. Cuando la temperatura del lecho es mayor que 954 °C el proceso de

sulfatación no se produce. Si el hogar presenta condiciones óptimas, más del 90 % del

dióxido de azufre puede ser removido. Cuando la temperatura del hogar está fuera del rango

ideal de temperatura de reacción, se debe mantener un aumento significativo en la razón de

alimentación de caliza para obtener niveles de emisión aceptables. Un lecho típico de CFB

está formado por aproximadamente un noventa por ciento de caliza reaccionada, dos o tres

por ciento de combustible, dos o tres por ciento de caliza no reaccionada y dos o tres por

ciento de ceniza e impurezas.

Cuando caliza fresca entra a la cámara de combustión, ésta es fluidizada con el otro

material del lecho y calentada a la temperatura normal del hogar (entre 843 y 899 °C),

cuando alcanza dicha temperatura libera dióxido de carbono y calcinatos. Durante esta

reacción, (estado de calcinación) la caliza es físicamente débil y fácilmente se vuelve polvo

cuando es sacada del lecho por el tiro del hogar.

Cuando el contenido de azufre en el combustible es de un 2.5% o más, se produce

suficiente SO2 durante el proceso de combustión para que la caliza pueda combinarse con

él, esto fortalece la caliza y reduce su desgaste. Este desgaste debe ser compensado

aumentando la alimentación de caliza para mantener el inventario del lecho y la captura de

SO2.

Tanto la caliza reaccionada como algún exceso, que ha sido reducido de tamaño lo

suficiente como para pasar a través del ciclón, son extraídos de la cámara de combustión y

removidos por el baghouse.


23

Capítulo 3: Antecedentes teóricos.

3.1.-Lechos fluidizados atmosféricos

3.1.1 Descripción.

La combustión en lechos fluidizados (FBC) incluye la combustión de un

combustible formado por partículas sólidas, en un lecho fluidizado (en suspensión),

mediante la inyección de aire en el fondo del lecho. Cuando se quema carbón de esta

manera, el lecho puede consistir en sólidos inertes, cenizas de carbón, o un material

absorbente como piedra caliza o dolomita. La piedra caliza o la dolomita en el lecho

reaccionan con el bióxido de azufre formado durante la combustión del carbón y forma un

sulfato sólido que puede ser desechado en forma de sólido seco.

A principios de la década de 1960, la Great Britain's National Coal Board, la

British Coal Utilization Research Association y la Central Electricity Generating Board

iniciaron las investigaciones sobre el FBC. Después de la crisis energética de 1973 se

desarrollaron muy rápidamente los procesos FBC de carbón, principalmente en Estados

Unidos, Gran Bretaña y la República Federal Alemana, donde se destinaron a empresas de

servicio, industrias de proceso y dentro de los Sectores institucionales. El FBC tiene gran

potencial para quemar eficiente y limpiamente una gran variedad de combustibles, desde

los que tienen un alto contenido de azufre, carbones con alto contenido de cenizas en todas

sus categorías y grados, hasta los desechos de las industrias de proceso y sedimentos

municipales.


24

Algunas de las ventajas potenciales del FBC, comparadas con la quema de carbón

pulverizado son las siguientes:

1. Menor emisión de dióxido de azufre, ya que la mayor parte del azufre es capturado

por los aditivos del lecho de combustible, como la piedra caliza y la dolomita.

2. Bajas temperaturas en el lecho de combustible, hasta casi 954°C (1750 "F),lo que

significa que:

• Se tiene menor emisión térmica de óxido de nitrógeno

• Existen menos problemas por la emisión de cenizas

• Hay una cantidad más reducida de sodio y potasio en el carbón y, a

consecuencia de esto, la acumulación de partículas y la corrosión son

menores en componentes como las calderas sobrecalentadoras y

recalentadores y en las aspas de las turbinas en los ciclos gas-turbina PFBC.

3. Hay velocidades mayores de transferencia de calor a las superficies de absorción

del mismo, con valores hasta de 3.154 kW/m2, y los coeficientes de transferencia de

calor entre el lecho y los tubos inmersos en él son altos, con valores hasta de 398

W/ (m2 *°C).

4. Las velocidades de liberación de energía por volumen son altas. 5.2 MW/m3

comparadas con las que se tienen en una caldera convencional que quema carbón

pulverizado, 0.2 MW / m3

En este sistema, el aire entra a través de una placa distribuidora y el carbón

triturado, de 0.6 a 1.2 cm (1/4 a 1/2 in) Y el absorbente de S02, ya sea piedra caliza o

dolomita, se inyectan directamente al lecho o por medio de a1imentadores especiales. En

cualquier instante, el lecho contiene cenizas de carbón, una pequeña cantidad de carbón

(0.5 a 2% del material alimentado), más partículas del absorbente calcinado y sulfatado en

varios grados. El material alimentado se agita y pone en movimiento debido al aire que

circula de abajo hacia arriba a través del distribuidor con una velocidad superficial de 0.6 a

4.6 m/s. los movimientos de turbulencia y recirculación del lecho proporcionan un buen

mezclado de los componentes.


25

El calor liberado en el lecho se absorbe por medio de unos tubos de enfriamiento

colocados en las paredes y en el lecho, y el calor generado por los productos de

combustión se absorbe mediante tubos de convección, colocados en un espacio libre

encima del lecho. La magnitud de la superficie de transferencia de calor depende del poder

calorífico del combustible; cuando el poder calorífico del combustible es bajo, no hay

superficie de transferencia en el lecho y es factible utilizar agua, vapor o aire como medio

de enfriamiento, dependiendo de la aplicación, pero las mayores aplicaciones las

constituyen el calentamiento del agua y la generación o sobrecalentamiento del vapor.

Una planta AFBC consiste en varios subsistemas, que incluyen; 1) recepción,

almacenamiento y preparación de combustibles y absorbente; 2) alimentación de sólidos;

3) combustor, que incluye eliminación del lecho gastado y 4) e1iminación de partículas de

los gases de combustión.

Hay dos consideraciones importantes en un sistema AFBC: la utilización de

carbón y el comportamiento del absorbente (eliminación de S02), que dependen de

muchas variables interrelacionadas y hacen que el entendimiento del funcionamiento del

sistema AFBC sea más complicado, por el hecho de que tanto el carbón como los

absorbentes son materiales heterogéneos. Es de esperarse que el funcionamiento del

combustor varíe al cambiar las condiciones de operación y al tener diferentes

combinaciones de carbón y absorbente, y debido también a las características específicas

del mismo combustor (p. Ej. su distribuidor, configuración del intercambiador de calor y

altura del espacio libre arriba del lecho). A pesar de esto, el diseño de un combustor para

FBC debe cumplir con varias condiciones para alcanzar el funcionamiento deseado. Estas

consideraciones de diseño determinan la extensión hasta la cual el combustor cumplirá

con sus requisitos de control de generación y emisión de calor. Entre las características

adicionales del combustor, se pueden contar la liberación de calor, velocidades de

transferencia de calor y emisiones del NOx, .Aunque las propiedades del combustible y el

absorbente tienen efectos directos en el comportamiento del sistema, un quemador AFBC

acepta gran variedad de combustibles.


26

3.1.2 Eficiencia de la combustión del carbono.

Alcanzar una alta eficiencia en la combustión del carbono es un factor importante

para la eficiencia global de la planta y, por consecuencia, para la economía de la planta

misma. Las pérdidas de carbono ocurren por el traslado de partículas de carbón no

quemadas y en menor escala de la combustión incompleta de carbono a monóxido de

carbono y carbomo no quemado que se retira con el material del lecho gastado. Las

variables de operación que pueden afectar la eficiencia de la combustión incluyen la

temperatura del lecho, el aire en exceso y la velocidad de fluidificación. En la figura (3.1)

se muestran los datos comunes para las temperaturas del lecho y el incremento del aire en

exceso. El incremento en la eficiencia de la combustión del carbón se logra gracias al

incremento de la temperatura del lecho y del aire en exceso. A pesar de esto, los límites

para estas variables se establecen por consideraciones de la captura de SO2, formación de

NOx y características de fusión de las cenizas.

Figura 3.1: Eficiencia de la combustión del Carbono como una función de la

temperatura del lecho.


27

El efecto de la velocidad de fluidización en la eficiencia de la combustión del

carbón se muestra en la figura (3.2). El incremento en la velocidad aumenta el traslado de

partículas finas de carbón no quemadas, lo que disminuye la eficiencia de la combustión,

que puede aumentarse con un diseño adecuado para operar a velocidades más bajas, pero

esta disminución en la velocidad requiere un lecho muy grande. En la figura (3.3) se

muestra la relación que existe entre la velocidad y el área del lecho. Al disminuir la

velocidad rápidamente, se incrementa el área requerida (en ft cuadrados) de la malla o del

área del lecho necesaria por unidad de salida.

Figura 3.2: Eficiencia de la combustión del carbono como una función de la

velocidad del gas.

Figura 3.3: Dependencia del área de la malla del lecho sobre la velocidad del gas.


28

3.1.3 Eliminación de SO2

La eliminación de S02 o la retención de S in situ, es una característica única del

proceso AFBC. El azufre contenido en el combustible se oxida a SO2 durante el proceso de

combustión. Este S02 reacciona químicamente en presencia del oxígeno con el absorbente,

y forma un sulfato sólido estable, en el lecho. De esta manera se controlan las emisiones de

SO2 en e1 mismo recipiente de combustión, eliminando la necesidad de limpiar de SO2 las

corrientes de los gases de combustión.

La captura del azufre depende de cierto número de variables de operación y diseño,

además del absorbente empleado. Una variable primaria que puede ser controlada

fácilmente es la razón molar calcio-azufre. También es importante la temperatura del

lecho, ya que la reacción SO2-absorbente depende de la temperatura. Estos dos efectos se

muestran en la figura (3.4), donde se aprecia la tendencia experimental típica para la

captura de S02, graficado contra la razón Ca/S para varias temperaturas del lecho. Es

común una temperatura óptima de captura alrededor de 843°C (1550 °F) para muchos

absorbentes. Al aumentar la razón Ca/S se incrementa la captura de azufre, pero es

deseable minimizar la adición de calcio, ya que esto representa un costo mayor del

absorbente, calor perdido a través de la calcinación y problemas con el aumento de los

desechos.

Figura 3.4: Efecto de la relación calcio-azufre sobre la captura del SO2.


29

Otras variables que pueden afectar la captura de azufre incluyen la profundidad del

lecho y la velocidad del gas. Un lecho más profundo permite mayor tiempo de residencia

del gas, lo que proporciona mayor tiempo de contacto con el absorbente y ayuda al

incremento en la captura de azufre. Estas variables, además de la razón Ca/S, pueden ser

equilibradas para alcanzar la eficiencia en la captura del azufre. En la figura (3.5) se

presentan curvas calculadas que ilustran esta eficiencia. En esa figura se muestran dos

curvas que resultan de la graficación de la eficiencia de eliminación de azufre contra la

razón Ca/S. En la curva A, el comportamiento de una baja velocidad a través del lecho (4

ft/s), muestra la alta captura de azufre a una velocidad relativamente baja. La curva B

indica que son necesarias altas razones Ca/S para capturar cantidades importantes de

azufre con velocidades grandes en el lecho.

Figura 3.5: Eficiencia en la captura de azufre versus relación Ca/S.


30

3.1.4 Transferencia de calor.

Las velocidades de transferencia de calor hacia tubos inmersos en los sistemas

AFBC son mayores que los correspondientes a los quemadores de carbón pulverizado

convencionales. Esta característica de los AFBC permite una liberación de calor

volumétrica relativamente alta, al igual que las velocidades de absorción, lo que da como

resultado quemadores pequeños. La velocidad de transferencia de calor depende del

tamaño de partícula del lecho como se muestra en la figura (3.6). Sin embargo, el tamaño

de partícula es una variable dependiente en un diseño dado y no se cambia o se controla

con prontitud. La distribución del tamaño de partículas en el lecho depende del tamaño del

absorbente, del combustible alimentado, la velocidad de roce del absorbente, las

velocidades de traslado de partículas y las propiedades de las cenizas del combustible. La

velocidad de transferencia de calor es casi independiente de la velocidad del gas en los

sistemas AFBC cuando la velocidad se encuentra por encima del punto de fluidificación

mínima.

Figura 3.6: Efecto del tamaño de la partícula en la transferencia de calor del lecho

al tubo.


31

3.1.5 Emisiones de óxido de nitrógeno.

En el lecho de las calderas de lecho fluidizado circulante (FBC), la combustión

ocurre a temperaturas relativamente bajas [760 a 930 °c (1400 a 1700 °1')], comparadas

con las temperaturas más altas requeridas para las calderas que queman carbón

pulverizado. Estas temperaturas bajas no permiten una oxidación significativa del

nitrógeno atmosférico, de manera que el proceso AFBC se caracteriza por su baja emisión

de NOx. La formación de óxidos de nitrógeno en las AFBC se debe primariamente a la

oxidación del nitrógeno ligado al combustible. La reacción del monóxido de carbono y

NOx en la zona donde aparentemente no hay combustión reduce la emisión de NOx. El

contenido de nitrógeno en el combustible y el porcentaje de oxígeno en exceso son las dos

variables principales que afectan la emisión de NOx.

En la figura (3.7) se muestra que, cuando los sistemas AFBC se hacen mayores, el

intervalo de emisiones de NOx decrece. Cuando las capacidades se aproximan a las

esperadas para su uso comercial (p. ej., mayor de 5 a 10 MW) el intervalo de emisiones de

NOx cae por abajo, incluso, de los niveles más estrictos establecidos para posibles

emisiones estándar, al respecto, es importante indicar que la norma ambiental para el NO2

impone un límite de 100 ug/m3, como promedio anual

Figura 3.7: Emisiones de NOx, en instalaciones FBC.


32

3.2.- Combustión

3.2.1.- Introducción

Se entiende por combustión a toda reacción química que va acompañada de gran

desprendimiento de calor; puede ser sumamente lenta, de tal manera que el fenómeno no

vaya acompañado de una elevación de temperatura sensible a nuestros sentidos, como

sucede en la oxidación del hierro en el aire húmedo, fenómeno conocido como combustión

lenta o eremacausia, o con desprendimiento de calor muy rápido, como la oxidación de

combustibles fósiles.

En toda combustión, el elemento que arde se denomina combustible y el que

produce la combustión, comburente. Una combustión es la reacción del oxígeno con

diversas sustancias, en general el carbono y el hidrógeno. En la mayoría de los casos el

portador del oxígeno es el aire; el nitrógeno (salvo en la generación de los NOx) y los

demás componentes del aire no reaccionan con el combustible, por lo que en muchos

cálculos no se tienen en cuenta. Los productos reaccionantes son, el combustible, el aire,

los productos de la combustión gaseosos denominados humos o gases de escape y las

cenizas que pueden originarse formadas por componentes no combustibles o no quemados

del combustible

La combustión se denomina completa o perfecta, cuando toda la parte combustible

se ha oxidado al máximo. Si la combustión es incompleta o imperfecta, los productos de la

combustión poseen sustancias todavía capaces de ser oxidadas, por ejemplo el CO que

puede pasar a CO2. La combustión incompleta aparece cuando el aire es insuficiente, o en

aquellas zonas de las cámaras de combustión en las que el aire no llega en cantidad

suficiente. En general se tiende a evitar las combustiones incompletas, ya que no sólo van

ligadas a pérdidas de energía, sino también a procesos altamente contaminantes; el

combustible que no ha reaccionado y los componentes combustibles de los humos,

contienen una energía química que no se aprovecha, al tiempo que se generan elementos

inquemados CH, y elementos contaminantes tales como: CO, NOx, etc.


33

3.2.2.-Aspectos básicos

3.2.2.1.-Balances de materia en combustión completa

Los balances de materia a considerar en una combustión tienen como misión

determinar la cantidad de oxígeno o aire necesario para efectuar dicha combustión.

También tiene interés conocer la cantidad y composición de los productos de la

combustión, ya que de la composición de los humos se puede deducir la marcha de la

combustión y, con su análisis, se puede controlar la combustión, y si es perfecta o no.

Como es el aire que provee de oxígeno para la mayoría de las reacciones de

combustión, y para calcular los balances de masas del proceso debemos conocer la

composición química del aire. Así, en términos prácticos la composición volumétrica del

aire seco es la siguiente:

79% de N2 y 21% de O2 Lo que es equivalente a decir:

Moles de N2 = 3.76 moles de O2

3.2.2.1.1.- Aire estequiométrico

El aire estequiométrico corresponde al aire mínimo o teórico necesario para la

combustión, es decir, el aire teóricamente indispensable para que todo el carbono, todo el

hidrógeno y todo el azufre de un combustible se combinen con el oxígeno del aire.

3.2.2.1.2.-Exceso de aire

En todo proceso de combustión se debe proveer una cierta cantidad de aire adicional

al necesario (estequiométrico) para la combustión completa. Lo anterior es en razón a que

la reacción de todos los elementos combustibles es demasiado lenta o está atenuada por la

presencia de una gran cantidad de gases inertes en el ambiente.


34

La cantidad de aire de exceso a suministrar dependerá del tipo de combustible, su

forma de combustión, tipo de hogar, tipo de quemador, turbulencia y temperatura del hogar.

Para el caso de la caldera de lecho fluidizado circulante, los valores de exceso de aire

utilizados son del orden de 15%, el cual se encuentra dentro de lo recomendado.

Un elevado exceso de aire es desfavorable porque disminuye la temperatura de

combustión, arrastrando, además, un elevado número de calorías que se pierden por los

humos, al tiempo que se provoca la aparición de los NOx.

Tabla 3.1: Recomendaciones de exceso de aire para diferentes tipos de combustibles

Exceso de Aire (%)

45 - 50

30 - 45

15 - 20

35 - 40

15 - 1810 - 12%

Recomendaciones

Madera en Pila c/40% humedad

PetróleoGas

Sistema de Combustión

Carbon, Parrilla fija, manual

Carbón, Parrilla movil, esparcimiento

Carbon Pulverizado


35

3.2.2.2.-Reacciones químicas de combustión

Los elementos combustibles de la mayoría de las sustancias combustibles son, el

carbono, el hidrógeno y una pequeña cantidad de azufre. Los cálculos se realizan mediante

algunas reacciones químicas de estas sustancias con el oxígeno, teniendo en cuenta que,

a) El combustible es un único compuesto químico, (sustancia pura), o bien una mezcla de

sustancias puras, (mezcla de gases combustibles).

b) El combustible, si es un líquido o un sólido, (fuel, carbón, etc), es una mezcla de

diversos compuestos cuya composición química se puede determinar.

En cualquier caso, los elementos combustibles son sólo el C, H y S y las reacciones

de combustión se pueden reducir, cuando se trata de combustibles sólidos o líquidos, a las

tres siguientes:

C + O2 | = CO2 (12 kg C + 32 kg O2 = 44 kg CO2)

2 H2 + O2 = 2 H2O (2 kg H2 + 16 kg O2 = 36 kg H2O)

S + O2 = SO2 (32 kg S + 32 kg O2 = 64 kg SO2)

Los gases que se desprenden del combustible sólido son hidrocarburos ligeros CH4,

pesados C2H4, C2H2, C6H6 y en algunos casos el CO y el SO2, de forma que:

2 CO + O2 → 2 CO2

CH4 + 2 O2 → CO2 + 2H2O

C2H4 + 3 O2 → 2 CO2 + 2 H2O

2 C2H2 + 5 O2 → 4 CO2 + 2 H2O

2 C6H6 + 15 O2 → 12 CO2 + 6 H2O

Si la combustión es incompleta algunos gases combustibles escapan sin arder,

encontrándose en los humos gases como el CO y algunos hidrocarburos.

En general, el oxígeno debe ser abundante para que la combustión sea lo más

completa posible, por lo que es necesario exista aire en exceso.


36

3.2.2.3.-Características de los combustibles

Las principales características o propiedades de los combustibles son:

• La humedad: Que es la cantidad de agua contenida en el combustible, expresada en

% en peso; tiene especial importancia en los combustibles sólidos, ya que a mayor

humedad menor Poder calorífico, y puede ser de dos tipos:

o Humedad libre: Representa el agua unida mecánicamente al combustible

durante el proceso de lavado.

o Humedad intrínseca; Representa el agua contenida en el combustible, en

equilibrio con la humedad ambiente.

• Las cenizas: Materias inertes, son el residuo sólido resultante de la combustión

completa de un combustible. Conviene que su % sea bajo.

• Las materias volátiles: Propias de un combustible sólido, está constituida por gases

combustibles e incombustibles, a mayor contenido, mayor es el volumen de hogar

requerido. En este porcentaje no se incluye la humedad del combustible.

• El carbono fijo: Representa la materia combustible realmente contenida en el

combustible, o porcentaje de residuo sólido una vez descontadas las cenizas.

• Temperatura de inflamación: La combustión es la reacción exotérmica de un

combustible con el oxígeno del aire; para que tenga lugar no es suficiente que exista

contacto entre el combustible y el comburente, sino que además se requiere una

cierta temperatura mínima, que depende del tipo de combustible, y que recibe el

nombre de temperatura de inflamación.

• Temperatura de ignición: La temperatura de ignición se distingue de la anterior en

que la llama originada por la combustión de los vapores es duradera y persistente,

mientras quede combustible.


37

3.2.2.4.- Análisis de combustibles

Existen dos formas de efectuar un análisis, principalmente para combustibles sólidos

3.2.2.4.1.- Análisis Inmediato:

La función primordial de este análisis es entregar en forma precisa la composición

porcentual de ciertas propiedades características del combustible; para efectuar este análisis

se toma una muestra de 1 gramo de combustible previamente tamizado y se somete a la

siguiente secuencia de ensayo:

• % de Humedad: Se determina mediante el secado de la muestra en un horno a una

temperatura de 105 °C por un periodo de una hora. A través de la pérdida de peso se

determina el contenido de humedad.

• % de Materia Volátil: Se introduce el combustible en un horno a una temperatura

de 950 °C por un periodo de 7 minutos, sin presencia de oxígeno. La pérdida de

peso permite evaluar el contenido de humedad. Algunos de los elementos que

componen esta materia son: H2, CO, CH4, CO2, H2O estructural, Hidrocarburos

livianos (aceites) y pesados (alquitranes), etc. El contenido de volátiles es un

indicador de la categoría del combustible, es decir, a menor % de materia volátil

mayor es la calidad del combustible,

• % Carbón Fijo: Se quema el combustible restante y descontando el contenido de

cenizas en los residuos, por diferencia se obtiene el % de carbono fijo. Esto se

realiza a una temperatura de 750°C durante 2 horas.

• % Ceniza: Corresponde a los residuos de la combustión. Materias inertes

incombustibles.


38

3.2.2.4.2.- Análisis elemental

Este análisis permite obtener en forma individual el contenido de cada elemento

presente en el combustible. Entre estos elementos se tiene:

• % Carbono : % C Aporta calor.

• % Hidrógeno : % H2 Aporta calor.

• % Azufre : % S Produce contaminación y corrosión.

• % Oxígeno : % O2 Favorece la combustión.

• % Nitrógeno : % N2 Inerte.

• % Humedad : % H2O Reduce el poder calorífico.

• % Cenizas : % - Reduce el poder calorífico.

Para efectuar este análisis, el procedimiento es más complejo y se requiere un

Cromatógrafo de gases.

El resultado de estos análisis pueden ser presentados en tres formas distintas; esto es:

• Base seca: b.s.

• Base seca y sin ceniza: b.s.s.c.

• Tal como viene o como se quema: c.s.q.

Además pueden expresarse como análisis volumétrico (en volumen) o gravimétrico

(en peso), este ultimo para los combustibles sólidos.


39

3.2.2.5.-Poder calorífico

El poder calorífico se puede expresar como la cantidad de calor desprendida en la

combustión completa de la unidad de combustible, 1 mol o 1 kg si es sólido o líquido, y 1

m3 a 0º y 760 mm de Hg si es un combustible gaseoso. Mide la energía química presente en

un combustible a través de su transformación en energía cinética molecular la que se

manifiesta como un aumento de temperatura de los gases de reacción.

En la combustión completa se generan:

• C + O2 → CO2 + 97.6 kcal/kmol

• 2H2 + O2 → 2 H2O + 137.92 kcal/kmol

• S + O2 → SO2 + 80 kcal/kmol

La potencia calorífica de un combustible se determina en un calorímetro; durante el

experimento se observa que en las paredes del calorímetro se deposita agua que proviene de

la condensación del vapor de agua producido en la combustión, que al condensar cede

aproximadamente 600 kcal/kg; éste calor sumado al generado en la combustión recibe el

nombre de potencia calorífica superior, que es el resultado proporcionado por el

calorímetro. Si ese mismo combustible se quema en un hogar industrial, el vapor de agua

existente en los humos no condensa debido a que la temperatura de éstos es siempre

superior a 100ºC; en estas circunstancias los combustibles no proporcionan las calorías que

corresponden al valor obtenido en el calorímetro, sino un valor inferior que recibe el

nombre de potencia calorífica inferior, que no se aprovecha íntegramente, por cuanto los

humos calientes se llevan parte del calor generado. De lo anterior podemos distinguir dos

poderes caloríficos:

• Poder calorífico superior PCS: Es la energía que libera un combustible cuando se

quema completamente y el vapor de agua presente en los gases de combustión

alcanzan el punto de rocío o la condensación.


40

• Poder calorífico inferior PCI: Idem anterior, pero el vapor de agua presente en los

gases sale en forma de vapor.

PCI = PCS – 600(x + 9H) (kcal/kg comb humedo)

Con: 600 : Calor latente de vaporización vapor de H2O kcal/kg

x : Contenido de humedad base húmeda del combustible

(kg H2O/kg comb. húmedo)

9H : kg de agua por kg de combustible húmedo que se forma de la

combustión del hidrógeno del combustible.


41

3.2.2.6.-Balance de combustión de un combustible sólido

El balance de la combustión busca determinar de forma teórica la cantidad de gases

que se formaran al quemar 1 kg de combustible para un exceso de aire conocido, esta

información es importante, ya que nos permite calcular la relación aire-combustible (Ra/c),

la cual indica de forma directa la cantidad de aire necesario que se debe aportar para lograr

una combustión completa dentro del hogar, y además nos permite controlar la temperatura

que alcanzan los gases de combustión bajo condiciones reales de operación.

Para lo anterior, se describe un procedimiento práctico, en base a tablas de cálculo,

para determinar el balance de combustión de un combustible sólido a partir del análisis

gravimétrico:

Tabla 3.2: Balance de combustión para combustible sólido, a partir del análisis gravimétrico.

Combustible Volumen Oxigeno

Productos de la Combustión

kmol / O2 kmol / Exceso Elemento % PMkg comb kg comb

CO2 SO2 H2O N2 Aire

Carbono C 12 a1= C´/12*100 a1 a1 Hidrogeno H2 2 a2 = H2/2*100 a2 / 2 a2 Azufre S 32 a3 = S/32*100 a3 a3 Oxigeno O2 32 a4 = O2/32*100 -a4 Humedad H2O 18 a5=H2O/18*100 a5 Nitrógeno N2 28 a6 = N2/28*100 a6 100 Aire O2 ∑ = a7 N2 a8=3.76a7 a8 H2O a9 a9 Exceso (λ) % 15% a10 a10

∑=a11 ∑=a12 ∑=a13 ∑=a14 ∑=a15 Total de Aire


42

La nomenclatura para cada término será descrita a continuación:

C´ : % de carbono efectivamente quemado.

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −=

1001´ xCC

x : % de carbono no quemado.

a7 : Cantidad de oxígeno necesaria para la combustión estequiométrica.

(kmol/kg comb)

432

17 2aaaaa −++=

a8 : Cantidad de nitrógeno presente en el aire estequiométrico.

(kmol/kg comb)

78 *76.3 aa =

a9 : Vapor de agua presente en el aire para la combustión (kmol/kg comb.)

( ) ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ ++

−=

1001879

λφ

φaa

PPP

asatm

s

Ф = Humedad relativa del aire.

Ps = Presión de saturación del vapor de agua a la temperatura

del aire de combustión.

λ = Porcentaje de exceso de aire.

a10 : Cantidad de exceso de aire.

( )

10087

10λaa

a+

=

Productos de la combustión Húmedos: a11 + a12 +a13 + a14 + a15 (kmoles/kg comb)

Productos de la combustión secos: a11 + a12 + a14 + a15 (kmoles/kg comb)


43

3.2.2.7.-Energía disponible en los gases de combustión

La energía disponible de los gases de la combustión, depende directamente de la

composición elemental del combustible a utilizar, de la temperatura de combustión, de las

características propias del proceso de combustión y de las condiciones atmosféricas

reinantes en la zona. Para calcular dicha energía primero se debe conocer la temperatura

adiabática de combustión y la real; lo anterior será descrito a continuación.

3.2.2.7.1.-Temperatura adiabática de la llama

Temperatura adiabática de llama es la máxima temperatura que alcanzarían los

productos de la combustión cuando un determinado combustible se quema completamente,

en forma estequiométrica, en el interior de un sistema aislado térmicamente.

ma ha ∑ mp hp mc hc mc E química q = 0

Donde:

ma ha = Energía total del aire a la entrada (kJ/s)

mc hc = Energía sensible total del combustible a la entrada (kJ/s).

mc E química = Energía química del combustible (kJ/s).

∑ mp hp = Energía total de los productos de la combustión (kJ/s).

El balance de energía resultante será:

4 34 214444 34444 21oductos

tppp

activos

qctccctzsa hmEmhmhm

PrRe

∑=++

Donde los productos de la combustión son:

22222222 SOSONNOHOHCOCOtppp hmhmhmhmhm +++=∑


44

3.2.2.7.2.-Temperatura real de los productos de la combustión

Representa la temperatura que alcanzan los productos de la combustión cuando un

determinado combustible se quema bajo condiciones reales.

Las condiciones reales de combustión se explican a continuación:

• Exceso de aire.

• Posible formación de CO, combustión incompleta.

• % de combustible efectivamente quemado.

• Flujo de calor que pasa a o a través de las paredes de la cámara de combustión.

ma ha ∑ mp hp mc hc mCO PCCO mc E química QPared

El balance de energía resultante será:

ParedCOCOtpppcctccctaaa QPCmhmPCImhmhm ++=++ ∑µ*

Ahora se procede a dividir la ecuación de balance por la masa del combustible (mc):

Con:

)( CC xPCPCIPCI −=µ

∑+++++=++tppptpaireairetpOOtpCOCOCOCOParedctcctaaca hahahahaPCaQPCIhhR

22/ µ


45

La nomenclatura de la ecuación se presenta a continuación.

PCC = Poder calorífico del elemento carbono cuando pasa a CO2

PCC = 34,053 kJ/kg u 8,135 kcal/kg.

X = Porcentaje de carbón no quemado.

aCO PCCO = Energía química del CO presente en los gases de combustión.

PCCO = 10,640 (kJ/kg CO) o 2542 (kcal/kg CO)

Q Pared / mc = Calor que pasa a través de las paredes de la cámara de combustión.

La temperatura “tp” se obtiene por iteración, ya que se conoce el primer miembro de

la ecuación anterior, además de Q Pared / mc , a CO, a H2O, a CO2, a O2, a N2, a SO2, a aire, desde el

balance de combustión.

Para obtener la entalpía de los gases resultantes de la combustión se utiliza la

siguiente ecuación:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡×+×+×+×+==kmolkcaltetdtctbatphEntalpía pppp

432)(

Esta ecuación nos entrega una buena aproximación del valor real de entalpía para la

temperatura de escape (tp) de los gases de combustión, donde: a, b, c, d y e son constantes

para cada gas en particular, dichos valores serán entregados en la siguiente tabla:

Tabla 3.3: Constantes para el polinomio de orden 4, representativo de la ecuación de entalpía.

Componente a b c d eco2 -46,016474 9,3585393 0,003540876 -0,00000113 1,39E-10h2o 19,580818 7,6208326 0,001666182 -1,06E-07 -1,62E-11n2 32,086855 6,5082935 0,001280666 -3,55E-07 4,07E-11

so2 -21,253077 9,7024904 0,003493797 -1,38E-06 1,99E-10aire 11,917802 6,691546 0,001105247 -2,79E-07 2,92E-11

Calculo de entalpías a partir de un polinomio de orden 4


46

3.2.2.8.-Función de Gibbs

Las tablas de propiedades termodinámicas tales como las tablas de vapor entregan

valores para la entalpía y entropía de algunos datos de estado arbitrario donde la entalpía (o

alternativamente la energía interna) y entropía se fijan desde cero. Cuando ocurre una

reacción química, sin embargo, desaparecen los reactantes y se forman productos, y

generalmente ya no es posible evaluar ∆h ni ∆s con lo que estos datos arbitrarios se

cancelan.

3.2.2.8.1.- ENTALPIA DE FORMACIÓN

Un dato de entalpía para proceso de reactivos se puede establecer asignando

arbitrariamente un valor de cero a la entalpía de los elementos estables como un estado de

referencia estándar donde la temperatura será Tref = 298,15K (25°C) y la presión Pref, la

cual podría ser 1 atm o 1 bar dependiendo de la fuente de datos. El término estable

simplemente significa que el elemento particular es químicamente estable. Por ejemplo, en

el estado estándar, las formas estables de Hidrógeno, oxígeno y nitrógeno son H2, O2 y N2,

y no las formas monoatómicas H, O y N, respectivamente.

La entalpía molar de un compuesto en el estado estándar equivale a su entalpía de

formación, simbolizada aquí como h°f. La entalpía de formación es la energía liberada o

absorbida cuando se forma el compuesto a partir de estos elementos, estando el compuesto

y los elementos a Tref y Pref. La entalpía de formación se podría determinar por la aplicación

de procedimientos de termodinámica estadística usando datos espectroscópicos, o también

midiendo la transferencia de calor en una reacción en la cual el compuesto se forme desde

los elementos estables a una temperatura y presión de referencia. El anexo D entrega los

valores de entalpía de formación de varias sustancias a 298K y 1atm. La entalpía molar de

una sustancia en un estado que no sea el estándar se logra agregando el cambio de entalpía

molar ∆h entre el estado estándar y el estado de interés a la entalpía de formación:

[ ] hhPThPThhPThofrefref

of ∆+=−+= ),().(),(


47

La entalpía de una sustancia está compuesta por h°f, asociada con la formación de la

sustancia desde los elementos estables, y ∆h, asociada con un cambio de estado a

composición constante. Un dato escogido arbitrariamente puede usarse para determinar

∆h, dado que es una diferencia a composición constante. De acuerdo a esto, ∆h puede ser

evaluada desde fuentes tales como las tablas de vapor o las tablas de gas ideal.

La entalpía de la combustión, es la diferencia entre la entalpía de los productos y la

entalpía de los reactantes, cuando ocurre la combustión completa y ambos compuestos y

reactantes están a la misma presión y temperatura. Para los combustibles hidrocarburos la

entalpía de la combustión es de un valor negativo dado que la energía química interna es

liberada en la reacción. El poder calorífico más alto se obtiene cuando toda el agua formada

por la combustión está como líquido: el valor más bajo se obtiene cuando la totalidad del

agua formada por la combustión está como vapor. El valor calorífico más alto supera o

excede al valor más bajo por la energía que se requeriría para vaporizar el agua líquida

formada a una temperatura específica.

En ausencia de trabajo W y efectos de energía potencial y cinética apreciables, la

energía liberada de la combustión se transfiere en dos formas: la energía acompañando la

salida de los productos de la combustión y la transferencia de calor. La temperatura que se

lograría por los productos en el límite de la operación adiabática es la llama adiabática o

temperatura de combustión adiabática.

Para un combustible, temperatura y presión de los reactantes específica. La llama

adiabática máxima es lograda por la combustión completa con la cantidad teórica de aire. El

valor medido de la temperatura de los productos de la combustión podría ser varios cientos

de grados por debajo de la temperatura máxima calculada para la llama adiabática, esto

ocurre por varias razones, entre las cuales podemos destacar las siguientes: (1) la pérdida de

calor se puede reducir pero no eliminar; (2) una vez que se ha entregado la cantidad

adecuada de oxígeno para permitir la combustión completa, hacer entrar más aire diluye los

productos de la combustión, bajando la temperatura; (3) la combustión incompleta tiende a

reducir la temperatura de los productos; (4) como resultado de las altas temperaturas


48

alcanzadas, algunos de los productos de la combustión se podrían disociar. Las reacciones

endotérmicas de disociación también bajan la temperatura de los productos.

3.2.2.8.2.- ENTROPÍA ABSOLUTA

Un dato común para asignar valores de entropía a sustancias involucradas en

reacciones químicas se logra a través de la tercera ley de la termodinámica, la cual se basa

en observaciones experimentales obtenidas primariamente de estudios de reacciones

químicas a bajas temperaturas y mediciones específicas de calor a temperaturas cercanas al

cero absoluto. La tercera ley establece que la entropía de una sustancia pura cristalina es

cero a la temperatura de cero absoluto, 0 K. Las sustancias que no tengan una estructura

pura y cristalina tienen un valor de entropía distinto al cero a temperatura de cero absoluto.

La tercera ley entrega datos relativos a los cuales la entropía de cada sustancia que

participe de la reacción puede ser evaluada. La entropía relativa a este dato se llama la

entropía absoluta. El cambio en la entropía de una sustancia entre el cero absoluto y

cualquier otro estado dado se puede determinar de las mediciones de transferencia de

energía y datos específicos de calor o de procedimientos basados en datos estadísticos

termodinámicos y datos moleculares observados.

Cuando la entropía absoluta es conocida a presión PREF y temperatura T, la entropía

absoluta a la misma temperatura y a cualquier presión P se puede encontrar a partir de la

siguiente expresión:

[ ]).().(),(),( refref PTsPTsPTsPTs −+=


49

3.2.2.8.3.- FUNCIÓN DE FORMACIÓN DE GIBBS.

Paralelamente siguiendo el acercamiento usado para la entalpía, se asigna un valor

cero a la función de Gibbs de cada elemento estable a su estado estándar. La función de

formación de Gibbs de un compuesto equivale al cambio en la función de Gibbs para la

reacción en la cual el compuesto se forma de sus elementos estables. El anexo D entrega los

datos de la función de formación de Gibbs para varias sustancias a 298K y 1atm.

La función de Gibbs en un estado distinto que el standard se encuentra agregando a

la función de formación el cambio en la función de Gibbs específica ∆g entre el estado

estándar y el estado de interés.

Donde

Mediante esta función es posible determinar las energías involucradas en el proceso

de disociación que ocurre durante la combustión del carbón, la cual depende netamente de

la temperatura y presión de la reacción química.

[ ] ggPTgPTggPTg ofrefref

of ∆+=−+= ),().().(

[ ] [ ]).().(),().( refrefrefrefref PTsTPTsTPThPThg −−−=∆


50

Capítulo N° 4: Condiciones de diseño y balance nominal de combustión.

4.1.- Condiciones de diseño.

La caldera en estudio posee la más moderna tecnología de lechos fluidizados

circulantes, la cual permite quemar combustibles de diferentes tipos y niveles de azufre;

para este caso, el combustible de diseño es el petcoke, cuyo análisis elemental e inmediato

se muestra a continuación:

Tabla 4.1: Análisis inmediato y elemental del combustible de diseño (petcoke).

Los datos nominales de operación se representan en la tabla 5.2, en la cual se

describen los distintos estados del ciclo y sus correspondientes propiedades

termodinámicas. Para comprender las etapas del ciclo de vapor de la planta es necesario ver

el diagrama de flujo de procesos, el cual se encuentra detallado en el anexo A.

Elemento %Carbono 81,11

Hidrógeno 2,70Azufre 3,41

Nitrogeno 1,43Oxigeno 1,08humedad 10,00Ceniza 0,27Total 100

Fuente: Universidad de Concepción

Análisis Elemental

Elemento %Humedad 10Materia Volatil 8,62Carbono 81,11Ceniza 0,27

Total 100

Análisis Inmediato


51

Tabla 4.2: Valores de diseño para el ciclo de vapor.

Nota: Las etapas 26 y 27, representan el consumo nominal de caliza y combustible (petcoke) respectivamente,

de la caldera de lecho fluidizado circulante.

Estado Temperatura Presión Flujo EntalpíaEtapas ° C kg/cm2 kg/h kcal/kg

1 Vapor 540 106,5 243099 830,22 Vapor 400 49,03 26000 765,93 Vapor 177,7 4,785 23556 671,84 Condensado 102,8 3,7 194420 1035 Liquido 15 3,7 41176 156 Liquido 15 8,4 105676 157 Liquido 15 8,4 64500 158 Condensado 44,7 0,541 22752 44,79 Vapor Humedo 37,1 0,0642 170371 536,9

10 Vapor 177,7 4,785 23977 671,811 Vapor 107,1 1,3246 8300 622,712 Vapor 84,1 0,5695 13864 596,313 Condensado 37,1 0,0642 194420 37,114 Liquido 15 3,2 384556 1515 Liquido 15 xxx 278880 1516 Liquido 140 16,5 12745 140,417 Liquido 142,3 142,5 246408 142,718 Liquido 142,3 142,5 878 142,719 Condensado 37,2 8,79 194420 37,220 Condensado 39 xxx 194420 3921 Condensado 80,1 xxx 194420 79,922 Condensado 102,8 xxx 194420 102,923 Vapor 37,1 0,0642 1296 822,724 Condensado 100 xxx 166 10025 Liquido xxx xxx 2310 xxx26 Solido xxx xxx 5616 xxx27 Solido xxx xxx 24768 xxx

Fuente: Empresa en estudio

Esquema del proceso de generación de vapor:

Desmineralization Unit

Limestone

Petcoke

DeaeratorAuxiliary BFW Pump

BFW Pump

1

2

10 11 129

23

24

8

13192021224

3

5

16

17

18

27

26

14

15

6

7

25

PC

PC

PCFCTC

PC PC TC

LC

LC

LCPC

CW To/From other Services

Pretreatment Unit

TurbineVacuumSystem

Cooling TowerTreatment Package

Desmineralized Water Tank

Desmineralized WaterTo Petrox

GlandCondensate

Cooling Tower

HP Steam To Petrox

Raw Waterfrom Petrox

BFW ToCoker/HDT Units

BFWTreatment Package

TurbineControlSystem

4.2.- Balance nominal de combustión.

Para evaluar el proceso de combustión de la caldera de lecho fluidizado circulante se

debe realizar un balance teórico utilizando las condiciones de diseño del equipo, por lo que

será necesario recurrir a la información definida en el capítulo 4, (tabla 4.1: Análisis

inmediato y elemental del combustible de diseño).

Se debe considerar que dicha tabla se encuentra representada tal como se quema

(c.s.q.), por lo cual es necesario efectuar una mínima modificación para que esta quede

representada en (c.s.q.) sin cenizas.

Tabla 4.3: Análisis elemental del combustible sin cenizas.

Además se debe señalar que para realizar el balance nominal de combustión se

consideraran los siguientes parámetros:

-Temperatura de aire atmosférico: 10°C

-Humedad relativa: 70%

-Porcentaje de carbón no quemado: 1%

-Exceso de aire: 15%

Elemento %Carbón 81,33

Hidrógeno 2,71Azufre 3,42

Nitrógeno 1,43Oxígeno 1,08humedad 10,03Ceniza 0,00Total 100

Fuente: Elaboración propia

Análisis Elemental


54

Luego de considerar los parámetros anteriores, se procederá a utilizar la

metodología representada en el capitulo: 3.2.2.6.- Balance de combustión de un

combustible sólido. De esta manera los resultados obtenidos se muestran en la tabla 4.4

Tabla 4.4: Balance nominal de combustión.

PM kmol / O2 kmol / Exceso kg comb kg comb Aire

C 81,33% 12 0,0671 0,0671 0,06710H2 2,71% 2 0,0135 0,0068 0,01354S 3,42% 32 0,0011 0,0011 0,00107O2 1,08% 32 0,0003 -0,0003H2O 10,03% 18 0,0056 0,00557N2 1,43% 28 0,0005 0,00051

100AireO2 0,0746N2 0,2805 0,28048H2O 0,0035 0,00350Exceso % 15% 0,0533 0,05326

0,06710 0,00078 0,02261 0,28099 0,05326Total de Aire 0,4118 kmol / kgc

11,9433 kg aire / kgc

Combustible Productos de la Combustion

Elemento % CO2 SO2 H2O N2

De los cálculos realizados se observa que la cantidad de aire necesario para la

combustión de un kilogramo de petcoke (según valores de diseño) es:

eCombustibl

Airekg

kmolaireTotal 4118.0_ = o eCombustibl

Airekg

kgaireTotal 9433.11_ =

De la misma manera podemos deducir la composición de los gases generados en el

proceso de combustión, los cuales se detallan en la tabla 4.5:

Tabla 4.5: Composición de los gases de combustión.

kmol / kg /kg comb kg comb

44 0,0671 2,952318 0,0226 0,407028 0,2810 7,867764 0,0008 0,049629 0,0533 1,5446

H2ON2

SO2Aire

Gases de la Combustion PMCO2


55

Capítulo N° 5: condiciones reales de combustión y desarrollo de la investigación.

5.1.- Condiciones reales de combustión. Las calderas de lecho fluidizado circulante, en las cuales tienen un proceso de

absorción del azufre como medida para restringir las emisiones de SO2 presentan dentro de

su funcionamiento a nivel químico dos reacciones fundamentales: primero la reacción de

combustión propiamente tal, en donde el combustible, en este caso pet coke, interactúa con

el oxígeno del aire para producir calor y gases residuales; por otro lado esta la reacción

química de sulfatación que permite absorber en una gran parte el óxido sulfuroso SO2

mediante la inyección de caliza CaCO3 , ambos procesos serán analizados

cuantitativamente de forma conjunta a continuación,

El proceso de combustión en general consiste en quemar un combustible en

presencia de aire y obtener calor y gases como productos, esto queda representado con la

siguiente expresión:

Combustible + Aire = CO2 + CO + H2O + N2 + O2 + NO + SO2

El proceso de sulfatación se puede expresar matemáticamente por dos ecuaciones

muy simples:

CaCO3 + Calor = CaO + CO2

CaO + SO2 = CaSO4

Para ambas reacciones se realiza el correspondiente balance el cual nos permite

determinar los productos de cada una de las ecuaciones.

(a1 + a2 + a3 + a4 + a5 + a6) + b(O2 + 3.76N2) = c CO2 + dCO + eH2O + fN2 + gO2 + iNO + jSO2 (ecuacion N°1)

(RCa/s) j CaO + jSO2 + gO2 + = b1 CaSO4 + b2 CaO + b3 O2 (ecuacion N°2)


56

A partir del análisis gravimétrico del combustible sin cenizas (aCarbón, aHidrogeno,

aAzufre, aOxigeno, aAgua, aNitrógeno.) obtenemos los valores para las variables a1, a2, a3, a4, a5, a6

con las siguientes expresiones: (c2 representa el carbón no quemado)

Carbón real utilizado: ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ −=

1001* 2

1cac Carbón c2 = carbono no quemado

Carbón: 06778.0*100

11 ==

CarbónPMca ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Hidrógeno: 01355.0*1002 ==

Hidrogeno

Hidrogeno

PMa

a ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Azufre: 001069.0*1003 ==

Azufre

Azufre

PMa

a ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Oxígeno: 0003375.0*1004 ==

Oxigeno

Oxigeno

PMa

a ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Agua: 005572.0*1005 ==

Agua

Agua

PMa

a ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Nitrógeno: 0005107.0*1006 ==

Nitrógeno

Nitrógeno

PMa

a ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

eCombustiblkgkmol

Las variables calculadas representan los moles de cada elemento por kg de

combustible, conocidos estos datos, se proseguirá con los sistemas de ecuaciones para

balancear la ecuación química n°1


57

5.1.1: Reacción de combustión

Ecuación química para la reacción de combustión.

(a1 + a2 + a3 + a4 + a5 + a6) + b(O2 + 3.76N2) = c CO2 + dCO + eH2O + fN2 + gO2 + iNO + jSO2

Sistema de ecuaciones

Balance de carbono:

01 =−− dca

Balance de hidrógeno:

02 =− ea

Balance de azufre:

03 =− ja

Balance de oxígeno

02224 =−−−−−−+ jigedcba

Balance de nitrógeno:

02

76.36 =−−+ifba

Humedad total:

752 aaawTotal ++=

Oxigeno estequiometrico:

432

1 2aa

aaaStoic −++=

Oxigeno total considerando 15% de exceso de aire:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ +=

1001 aire

Stoice

ab


58

5.1.2: Reacción de sulfatación. Ecuación química para la reacción de sulfatación.

(1) CaCO3 + Q CaO + CO2 (2) CaO + SO2 CaSO4

Como la ecuación (1) se encuentra balanceada, podemos afirmar que de un mol de

caliza (CaCO3) se obtendran un mol de óxido de calcio (CaO) y un mol de dióxido de

carbono (CO2); para analizar la reacción que ocurre en la ecuación número (2) se debe

hacer el siguiente balance químico:

(RCa/s) j CaO + jSO2 + gO2 + = b1 CaSO4 + b2 CaO + b3 O2

Los valores correspondientes a las variables “j” y “g” se obtienen del balance

químico de la reacción de combustión; la relación de calcio azufre (RCa/s) es asignada como

dato de entrada con un valor para este caso en particular de dos ((RCa/s)=2), conocidos estos

datos se realizará el sistema de ecuaciones correspondiente para esta reacción química:

Balance de calcio:

jjRb sCa −= */2

Balance de azufre:

jb =1

Balance de oxígeno:

02

22

*3

21

2/ =−−−++ bbbgjjRCa


59

5.1.3: Desarrollo

Para completar estos balances químicos se deben fijar las condiciones ambientales

necesarias para conocer las propiedades de estado del aire, las cuales se fijan a

continuación:

Temperatura del aire ambiente: T1 = 10 [°c]

Presión atmosférica: Patm = 101 [kPa]

Humedad relativa: ø = 70 [%]

Fijados los datos concernientes al aire se procede a calcular su presión de

saturación, la cual esta definida por la siguiente expresión matemática. Y nos permite

calcular la cantidad de vapor de agua (a7) que contiene el aire húmedo a la presión,

temperatura y humedad relativa del aire fijadas anteriormente:

[ ]kPaePT

sat 228.189.6*699226.51

*10*05738.1 667.2315.3928

8 1

==⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

−

Entonces:

[ ]kmole

aPP

Pa Aire

Stoic

satatm

sat003537.0

1001**76.4*

*100

*1007 =⎥⎦

⎤⎢⎣⎡ +

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

Φ−

Φ

=

Con todos los datos antes mencionados, se realiza el desarrollo del sistema de

ecuaciones para determinar la cantidad de productos de la combustión, tomando en cuenta

todos los reactivos involucrados en dicho proceso. Los productos considerando sólidos y

gases serán mencionados a continuación:

La cantidad necesaria de Ca para absorber la totalidad del azufre liberado por el

combustible durante el proceso de combustión queda dado de la siguiente manera, de la

ecuación (2) del capitulo 6.1.2 se puede decir que para un mol de azufre se requiere un mol

de Ca para completar la reacción de sulfatación, es decir, que por cada mol de azufre se


60

necesitará un mol de caliza; como en el proceso real, la relación calcio azufre está impuesta

con un valor de dos, por lo que podemos decir que por cada mol de azufre se inyectarán 2

moles de Ca, de esta manera podemos determinar:

Cantidad necesaria de Ca para la reacción de sulfatación:

jRb SCaCa */=

002138.0=Cab ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Combkgkmol

Cantidad necesaria de caliza para la reacción de sulfatación:

CaCaCO bb =3

002138.03=CaCOb ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

2138.03=CaCOb ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Comb

CaCOkg

kg3

Cantidad de CO2 liberado en la reacción de sulfatación:

CaOCO bb =3

001069.03=COb ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Cantidad de O2 liberado en la reacción de sulfatación:

33bbO =

01075.03=Ob ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Cantidad de CaO remanente en el sistema

jjRb SCaCaO −= */

001069.0=CaOb ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Combkgkmol

Cantidad de CaSO4 formado en la reacción de sulfatación:

14bbCaSO =

001069.04=CaSOb ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol


61

El dióxido de carbono entregado en los resultados considera el obtenido mediante la

reacción de oxidación producida por el elemento carbono del combustible mas el dióxido

de carbono liberado por la caliza durante el proceso de sulfatación. El cual está definido

por:

Total de CO2: 22 COCO bcT +=

06796.02=COT ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de CO: dTCO =

0910*883.3 −=COT ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de H2O: totalOH WT =2

02262.02=OHT ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de N2: fTN =2

3222.02=NT ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de O2: 32bTO =

01061.02=OT ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de NO: iTNO =

0000248.0=NOT ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de CaSO4: 14bTCaSO =

001069.04=CaSOT ⎥⎦

⎤⎢⎣⎡

Combkgkmol

Total de CaO: CaOCaO bT =

001069.0=CaOT ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

Combkgkmol


62

Para determinar los gases producidos durante el proceso de combustión en función

de la temperatura del lecho, utilizaremos la función de Gibbs, la cual utiliza las entalpías de

formación para proporcionar las concentraciones de NO y CO en los gases de escape de la

caldera. Las cuales serán determinadas a continuación.

Función de Gibbs está definida por la siguiente expresión:

[ ] [ ]refPPTTgassTTTgashGibbs ==−== ;;*;

Total de moles en los gases de escape:

[ ]kmolibfWdbcn totalCOTotal 4234.032=++++++=

Fracciones molares.

CO2 1605.022 =

+=

Total

COCO n

bcY

CO 0910*17.9 −==Total

CO ndY

N2 761.02

==Total

N nfY

NO 00005856.0==Total

NO niY

O2 02507.032

==Total

O nb

Y


63

Energía libre de Gibbs para T=1173 [k] y presión de 1 [bar]; Pref = 1[bar]

CO2 [ ]refOCO PTCOGibbsg ;;"" 22 =

6766222 −=OCOg [ ]kmol

kJ

CO [ ]refOCO PTCOGibbsg ;;""=

364308−=OCOg [ ]kmol

kJ

N2 [ ]refON PTNGibbsg ;;"" 22

=

2465382

−=ONg [ ]kmol

kJ

NO [ ]refONO PTNOGibbsg ;;""=

179227−=ONOg [ ]kmol

kJ

O2 [ ]refOO PTOGibbsg ;;"" 22 =

2633822 −=OOg [ ]kmol

kJ

Energía libre de Gibbs para la reacción CO-CO2

OCO

OCO

OO

O gggG22

*5.01 −+=∆

Donde: [ ]11 ln** KTRGO −=∆ ley de conservación de masa.

314.8=R Constante universal de gases.

2

2*

*1CO

refO

CO Y

PPY

YK = Constante de equilibrio.


64

Energía libre de Gibbs para la reacción N2-O2

ON

OO

ONO

O gggG22

*22 −−=∆

Donde: [ ]22 ln** KTRGO −=∆ ley de conservación de masa.

22

*

2

2NO

NO

YYY

K = Constante de equilibrio.

Mediante la iteración de este sistema de ecuaciones, nos permite calcular las

concentraciones de cada gas que compone la corriente de gases de la caldera en función de

la temperatura del lecho, esto queda expresado de forma clara en la tabla 5.1.5.a y en el

grafico 5.1.5.b.


65

5.1.4: Balance energético de combustión El balance energético de combustión para este caso en particular queda definido por la siguiente expresión:

Energía reactivos = Energía de los productos + calor útil (ecuación: 5.1.4.a)

Para realizar dicho balance se debe tener en cuenta las siguientes variables que

intervienen en el proceso:

Poder calorífico inferior del combustible:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgkJPci 8.35617

Poder calorífico del elemento carbono cuando pasa a CO2:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgkJPCc 34053

Poder calorífico real:

PCcc

PciPCI *100

2−=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgkJPCI 35175

Entalpía del aire a T = 20 °C

[ ]kmolkJha 3501=

Temperatura del combustible:

[ ]KTcomb 283=

Calor específico del combustible:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgKkJcc 26.1

Entalpía del combustible:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgkJhComb 6.356


66

Relación aire combustible:

aireaire

stoicOHNstoicOstoicAireComb PMe

aPMaPMaPMaR100

76.476.3222 7 +++=

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=

comb

aireAirecomb kg

kgR 82.11

Ya definidos los datos se procede a calcular los términos de la ecuación 6.1.4.a

Energía de los reactivos está definida por la siguiente expresión matemática:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=

++=

kgkJE

PCIhhPMR

E

reactivos

CombaAire

AireCombreactivos

36960

Para la energía de los productos, se tienen las cantidades de cada gas en la corriente de

gases y además su temperatura de salida en la chimenea (t = 160 °C) por ende solo queda calcular

las entalpías correspondientes a cada uno de ellos. La expresión que define la entalpía de cada uno

de los gases de combustión se describe a continuación:

reacCOOHNOONCOCOoductos EEEEEEEE ++++++=2222Pr

En donde:

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE COCOCO 4.427160*

222

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE COCOCO 00001814.0160*

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE NNN 1504160*

222

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE OOO 57.50160*

222

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE NONONO 1187.0160*

[ ] ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=== kgkJthTE OHOHOH 9.122160*

222

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡== kgkJPMTE COCOreacCO 001157.0*10640*


67

Definidos los valores para cada variable calculamos la energía total de los productos de la

combustión. Entonces:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡= kgkJE oductos 2105Pr

Conocido este valor se puede afirmar que el calor entregado al sistema para la generación

de vapor es el siguiente:

⎥⎦⎤

⎢⎣⎡=

−=+=

kgkJCalor

EECalorECalorE

oductosreactivos

oductosreactivos

34855

Pr

Pr

De igual forma podemos calcular los rendimientos de la caldera y de combustión de este

proceso mediante las siguientes expresiones matemáticas:

Rendimiento de la caldera:

%3.94100 ==reactivos

Caldera ECalorµ

Rendimiento de combustión:

%76.98100*1002=

⎥⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢⎢

⎣

⎡ −=

Pci

PCccPciCombustionµ


68

5.1.5. Gráficos y tablas paramétricas basados en programa EES

Desarrollado el sistema de ecuación que regula el proceso de combustión de la

caldera de lecho fluidizado circulante, se procede a parametrizar las variables de mayor

importancia con el fin de ver su efecto sobre el funcionamiento del sistema, esto se realiza

mediante el uso del programa computacional EES (Engineering Equation Solver).

Tabla 5.1: Formación de los gases de combustión en función de la temperatura del

lecho. Temperatura Aire CO2 CO H2O N2 NO O2 SO2

[K] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc] [kmol/kgc]1173 0,08657 0,06884 3,93E-09 0,02266 0,326 0,0000251 0,01075 0,0010691432 0,08657 0,06884 7,24E-07 0,02266 0,326 0,0001345 0,01069 0,0010691690 0,08657 0,06882 0,00002668 0,02266 0,3258 0,0004292 0,01056 0,0010691949 0,08657 0,06847 0,0003716 0,02266 0,3255 0,001006 0,01044 0,0010692207 0,08657 0,06624 0,002601 0,02266 0,325 0,001994 0,01106 0,0010692466 0,08657 0,05882 0,01003 0,02266 0,3242 0,003747 0,0139 0,0010692724 0,08657 0,04524 0,0236 0,02266 0,3227 0,006684 0,01922 0,0010692983 0,08657 0,02973 0,03911 0,02266 0,3207 0,01073 0,02495 0,0010693241 0,08657 0,01739 0,05146 0,02266 0,3184 0,01535 0,02881 0,0010693500 0,08657 0,009709 0,05914 0,02266 0,316 0,02006 0,0303 0,001069

Fuente: EES

Grafico 5.1: Gases producidos en función de la temperatura del lecho.


69

Tabla 5.2: Energías de reactivos y productos en función del carbono no quemado. Carbón no quemado E reactivos E util Ts=160 E productos µ caldera µ combustión Calor (Th=900 °c)

[%] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [kJ/kgc] % % [kJ/kgc]0 37420 35290 2129 94,31 100 241925 35652 33616 2036 94,29 95,22 23003

10 33884 31941 1943 94,26 90,44 2181415 32117 30266 1850 94,24 85,66 2062520 30349 28591 1757 94,21 80,88 1943625 28581 26917 1664 94,18 76,1 1824730 26813 25242 1571 94,14 71,32 1705835 25046 23567 1478 94,1 66,54 1586940 23278 21893 1385 94,05 61,76 1468045 21510 20218 1292 93,99 56,98 13492

Fuente: EES

Grafico 5.2: Energías de reactivos y productos en función del carbono no quemado.


70

Grafico 5.3: Rendimiento de la caldera y de combustión en función del carbono no

quemado.

Tabla 5.3: Balance de energía durante el proceso de combustión en función de la

temperatura del lecho para 0% de carbono no quemado. Carbón no quemado Temperatura E reactivos E util E productos µ caldera µ combustion

[%] [K] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [%] [%]0 1173 37420 35290 2129 94,31 1000 1432 37420 35290 2130 94,31 1000 1690 37420 35282 2137 94,29 1000 1949 37420 35179 2241 94,01 1000 2207 37420 34513 2907 92,23 1000 2466 37420 32294 5126 86,3 1000 2724 37420 28238 9181 75,46 1000 2983 37420 23603 13817 63,08 1000 3241 37420 19915 17505 53,22 1000 3500 37420 17620 19800 47,09 100

Fuente: EES


71



[%] [K] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [%] [%]5 1173 35652 33616 2036 94,29 95,225 1432 35652 33615 2037 94,29 95,225 1690 35652 33608 2044 94,27 95,225 1949 35652 33510 2142 93,99 95,225 2207 35652 32875 2777 92,21 95,225 2466 35652 30762 4890 86,28 95,225 2724 35652 26901 8751 75,46 95,225 2983 35652 22493 13159 63,09 95,225 3241 35652 18988 16664 53,26 95,225 3500 35652 16809 18843 47,15 95,22

Fuente: EES




Fuente: EES




Fuente: EES


72




Fuente: EES




Fuente: EES




Fuente: EES


73




Fuente: EES




Fuente: EES




Fuente: EES


74




Fuente: EES

Grafico 5.4: Energía producida en función de la temperatura del lecho. (para

rendimiento de combustión µcombustión = 100%)


75

Grafico 5.5: Rendimiento de la caldera en función de la temperatura del lecho. (Para

rendimiento de combustión µcombustión = 100%)

Grafico 5.6: Energía útil en función de la temperatura del lecho. (Para temperatura

de escape ts = 160 °C)


76

Tabla 5.14: Balance de energía en función del exceso de aire. Esceso aire E reactivos E util E productos µ Caldera

[%] [kJ/kg] [kJ/kg] [kJ/kg] [%]10 37357 35312 2045 94,5320 37483 35268 2214 94,0930 37609 35225 2384 93,6640 37735 35181 2554 93,2350 37861 35138 2723 92,8160 37987 35094 2893 92,3870 38113 35051 3063 91,9680 38239 35007 3232 91,5590 38366 34964 3402 91,13100 38492 34920 3572 90,72110 38618 34876 3741 90,31120 38744 34833 3911 89,91130 38870 34789 4081 89,5140 38996 34746 4250 89,1150 39122 34702 4420 88,7160 39248 34659 4590 88,31170 39375 34615 4760 87,91180 39501 34571 4929 87,52190 39627 34528 5099 87,13200 39753 34484 5269 86,75

Fuente: EES Grafico 5.7: Energías en función del exceso de aire.


77

Grafico 5.8: Rendimiento de la caldera en función del exceso de aire


78

Tabla 5.13: Variación de la temperatura del lecho en función del carbono no

quemado. Carbón no quemado Temperatura q E reactivos E productos

[%] [°C] [kJ/kgc] [kJ/kgc] [kJ/kgc]0 878,7 24192 37076 128841 863,6 24192 36722 125302 848,2 24192 36369 121773 832,5 24192 36015 118234 816,5 24192 35662 114705 800,1 24192 35308 111166 783,4 24192 34954 107627 766,3 24192 34601 104098 748,9 24192 34247 100559 731 24192 33894 9702

10 712,8 24192 33540 934811 694,1 24192 33187 899512 675 24192 32833 864113 655,5 24192 32480 828814 635,5 24192 32126 793415 615 24192 31773 758116 594 24192 31419 722717 572,4 24192 31066 687418 550,3 24192 30712 652019 527,6 24192 30358 616620 504,3 24192 30005 581321 480,4 24192 29651 545922 455,7 24192 29298 510623 430,4 24192 28944 475224 404,3 24192 28591 439925 377,5 24192 28237 404526 349,8 24192 27884 369227 321,2 24192 27530 333828 291,8 24192 27177 298529 261,3 24192 26823 263130 229,8 24192 26469 227731 197,3 24192 26116 192432 163,7 24192 25762 157033 128,9 24192 25409 121734 92,98 24192 25055 863,335 55,85 24192 24702 509,8

Fuente: EES


79

Grafico 5.9: Temperatura del lecho en función del carbono no quemado.


80

Carbon no quemado E productos E reactivos Temperatura% [kJ/kgc] [kJ/kgc] °C0 12884 37076 878,7

0,1 12848 37040 877,20,2 12813 37005 875,70,3 12778 36970 874,20,4 12742 36934 872,70,5 12707 36899 871,20,6 12672 36864 869,70,7 12636 36828 868,10,8 12601 36793 866,60,9 12566 36758 865,11 12530 36722 863,6

1,1 12495 36687 862,11,2 12459 36651 860,51,3 12424 36616 8591,4 12389 36581 857,51,5 12353 36545 855,91,6 12318 36510 854,41,7 12283 36475 852,91,8 12247 36439 851,31,9 12212 36404 849,82 12177 36369 848,2

Fuente: EES

Tabla 5.16: Variación de la temperatura del lecho, energía de los reactivos y

productos en función del carbono no quemado.

Grafico 5.10: Temperatura del lecho en función del carbono no quemado.


81

Capítulo N°6: Conclusiones.

Después de un largo periodo de estudio del proceso de combustión de la caldera de

lecho fluidizado circulante, se logró parametrizar las variables más importantes que están

involucradas en este proceso.

El estudio permitió cumplir tanto con el objetivo general como con los objetivos

específicos que se plantearon al comienzo de este trabajo, como lo es la evolución del

proceso de combustión de una caldera de lecho fluidizado circulante, analizar la situación

actual del proceso, cuantificar la cantidad de carbono no quemado y su influencia en la

temperatura del lecho y paramétrizar las variables de operación mas importantes.

En este contexto, observando los informes diarios de operación y evaluando los

resultados obtenidos se puede concluir.

Referido al objetivo general, el cual consta con la evaluación del proceso de

combustión y cuantificar la formación de NOx y CO en los productos se puede concluir

basado en los cálculos realizados en el capítulo VI lo siguiente:

• Por cada kilógramo de combustible inyectado al sistema necesariamente se

deben agregar 0.2138 kg de caliza para absorber el azufre contenido en el pet-

coke y 11.96 kg de aire para que la reacción del elemento carbono sea completa.

• Por cada kilógramo de combustible inyectado al sistema, podemos decir que el

total de CO2 liberado es de 0.06884 [kmol / kg combustible], de los cuales el

98.45% corresponde al CO2 producido por la reacción del elemento carbono

con el aire y sólo el 1.55 % corresponde al CO2 liberado en el proceso de

sulfatación, por parte de la caliza en su reacción de disociación.

• El rango ideal de temperatura de reacción para generar el proceso de sulfatación

es de 843 – 954 °C, dicho rango se cumple en condiciones normales de

operación de la caldera en estudio, la cual trabaja en el rango de 850 – 940 °C.


82

Por otro lado, podemos afirmar que con este rango de temperaturas permite

mantener un nivel muy bajo de emisiones de NOx y CO, para este caso los

valores calculados bordean 0.43 – 1 ton/día de NOx y 6.34*10-5 ton/día de CO.

Referido al objetivo específico, el cual consta de la parametrización de las variables

de operación más importantes analizando la sensibilidad y su impacto en el rendimiento de

la combustión, podemos afirmar lo siguiente:

• El mejor rendimiento de la combustión para temperatura del lecho de 1173 K es

de 94.31%, A medida que la temperatura del lecho aumenta hasta

aproximadamente 2000 K el rendimiento de la caldera sufre una leve

disminución del orden de 1%, pero si la temperatura aumente por sobre ese

valor, el rendimiento se ve afectado considerablemente, esto se puede apreciar

en el grafico 5.5; esto ocurre por el rápido aumento de la concentración de NOx

y CO a esas temperaturas, ya que la formación de NOx necesita altas energías

para su formación y el CO posee energía química que se pierde al no oxidarse

con el oxígeno para producir CO2 , en consecuencia estas reacciones generan

una disminución en la energía útil y un aumento en la energía que poseen los

gases de salida que conlleva a una disminución drástica del rendimiento de la

caldera.

• El exceso de aire es otra variable importante al momento de evaluar las

condiciones de combustión de una caldera, para este caso podemos afirmar que

por cada 10% que aumente provocará que: La energía de los reactivos, aumente

aproximadamente 126 kJ/kgComb; de igual forma la energía de los productos

aumentarán aproximadamente 170 kJ/kgComb; y la energía útil disminuirá

aproximadamente en 44 kJ/kgComb. Estas variaciones generan una disminución

del rendimiento de la caldera de aproximadamente 0.44 % por cada 10% que

aumenta el exceso de aire, es decir, la mayor cantidad de aire que ingresa al

sistema solo produce una disminución del rendimiento de la caldera. Esto se

puede apreciar en los gráficos 5.7 y 5.8.


83

Referido al objetivo específico, el cual consta de cuantificar de forma analítica la

cantidad de carbón no quemado que se deposita en la ceniza fly y bed ash, con el fin de

determinar su influencia sobre la temperatura del hogar y de la corriente de gases a través

de la caldera de lecho fluidizado circulante podemos afirmar lo siguiente:

• El porcentaje de carbono no quemado que pasa hacia las cenizas va desde 0.8 a

1.5 % del combustible total inyectado al sistema, esto quiere decir que de las

24- 25 ton/h que consume la caldera en condiciones normales de operación

0.203 – 0.381 ton/h se pierden en el material extraído del fondo del hogar (bed

ash) o bien es sacado por el tiro del hogar hacia el baghouse (fly ash). Esta

pérdida de carbón puede ocurrir por varias razones, las cuales se ven

involucradas la temperatura del lecho, el exceso de aire y la velocidad de

fluidificación. Estas dos últimas tienen una gran importancia dentro del proceso,

ya que, si el porcentaje de exceso de aire se eleva sobre las condiciones

normales de operación, la velocidad de fluidificación se incrementará

provocando que las partículas de carbono no permanezcan el tiempo necesario

para su correcta oxidación, siendo arrastradas por la corriente de gases fuera del

hogar.

• Referente a la influencia del carbono no quemado en la temperatura del lecho

podemos afirmar mediante la tabla 5.15 y el gráfico 5.9 que para este caso en

particular fijando como constante el calor útil y haciendo variar el carbono no

quemado, podemos afirmar que la función que representa esta relación, con un

99.97% de exactitud está definida por : 222 *305705.0*2879.12739.870 ccTh −−=

• Específicamente el rango de variación del carbono no quemado no supera el

2%, por esta razón e interpretando la tabla 5.16 podemos concluir que: el real

efecto del carbono no quemado sobre la temperatura será de 30.5 °C y la

energía de los reactivos se verá disminuida en 707 [kJ/kgComb]. Además

podemos decir que el rendimiento de la caldera se verá afectado solo 0.03 %

por cada 5% que varíe el carbono no quemado. Esto puede verse claramente en

el gráfico 5.3.


84

Bibliografía - Avallone, E.A. y Baumeister, T. 1995. Manual del ingeniero mecánico. 3ª ed. México, McGraw-Hill - Dittman, R. y Zemansky, M. W. 1988. Calor y termodinámica. México, McGraw-Hill. 584p. - Márquez, M. 1989. Combustión y quemadores. Barcelona, Marcombo. 159p. - Silva H., J. L. y Rodríguez F., P. 1993. Optimización del control de la combustión de la unidad N° 2 de la central termoeléctrica Las Ventanas. Memoria de Ingeniero de Ejecución en Mecánica. Concepción, Universidad del Bío Bío, Facultad de Ingeniería. 109p. - Cifuentes J., E. 1998. Análisis de combustión en calderas y puesta en servicio del analizador ENERAC 2000. Memoria de Ingeniero de Ejecución en Mecánica. Concepción, Universidad del Bío Bío, Facultad de Ingeniería. - Gauci C., G. 2001. Costo energético de la generación de potencia y del flujo de vapor en la planta Petropower. Memoria de Ingeniero Civil Mecánico. Concepción, Universidad de Concepción. Facultad de Ingeniería, - Sánchez A., R. Apuntes de combustión. - Cerda M., L. y Gatica S., J. Apuntes de termodinámica. - Informes diarios de operación de la central cogeneradora.


85

Anexo A

“Especificaciones técnicas de la empresa.”


86

Condiciones de operación.

Estado Temperatura Presión Flujo EntalpíaEtapas ° C kg/cm2 kg/h kcal/kg

1 Vapor 540 106,5 243099 830,22 Vapor 400 49,03 26000 765,93 Vapor 177,7 4,785 23556 671,84 Condensado 102,8 3,7 194420 1035 Liquido 15 3,7 41176 156 Liquido 15 8,4 105676 157 Liquido 15 8,4 64500 158 Condensado 44,7 0,541 22752 44,79 Vapor Humedo 37,1 0,0642 170371 536,9

10 Vapor 177,7 4,785 23977 671,811 Vapor 107,1 1,3246 8300 622,712 Vapor 84,1 0,5695 13864 596,313 Condensado 37,1 0,0642 194420 37,114 Liquido 15 3,2 384556 1515 Liquido 15 xxx 278880 1516 Liquido 140 16,5 12745 140,417 Liquido 142,3 142,5 246408 142,718 Liquido 142,3 142,5 878 142,719 Condensado 37,2 8,79 194420 37,220 Condensado 39 xxx 194420 3921 Condensado 80,1 xxx 194420 79,922 Condensado 102,8 xxx 194420 102,923 Vapor 37,1 0,0642 1296 822,724 Condensado 100 xxx 166 10025 Liquido xxx xxx 2310 xxx26 Solido xxx xxx 5616 xxx27 Solido xxx xxx 24768 xxx

Fuente: Empresa en estudio


87

Esquema del proceso de generación de vapor:

Desmineralization Unit

Limestone

Petcoke

DeaeratorAuxiliary BFW Pump

BFW Pump

1

2

10 11 129

23

24

8

13192021224

3

5

16

17

18

27

26

14

15

6

7

25

PC

PC

PCFCTC

PC PC TC

LC

LC

LCPC

CW To/From other Services

Pretreatment Unit

TurbineVacuumSystem

Cooling TowerTreatment Package

Desmineralized Water Tank

Desmineralized WaterTo Petrox

GlandCondensate

Cooling Tower

HP Steam To Petrox

Raw Waterfrom Petrox

BFW ToCoker/HDT Units

BFWTreatment Package

TurbineControlSystem


88

Diagrama de caldera:


89

Ciclo de vapor


90

Anexo B

“Programa de combustión desarrollado en EES.”


91

Balance de combustión de un combustible sólido Reacción de combustión (a_1+a_2+a_3+a_4+a_5+a_6)+b*(O2+3,76*N2)=c*C02+d*CO+e*H2O+f*N2+g*O2 +i*NO+j*SO2 Function Gibbs(IG$; T; P_ref) Gibbs=Enthalpy(IG$;T=T)-T*Entropy(IG$;T=T;P= P_ref) End Gibbs Condiciones ambientales Humedad relativa: R_aire=70 Temperatura del aire: T_1=10 Presión atmosférica: P_atm=101 Presión de saturación: P_sat=(105738400*EXP(-(3928,5/(T_1+231,667))))/(51,699226)*6,89 Presión de vapor: P_vap=(R_aire/100)*P_sat Exceso de aire: e_aire=15 Aire O2_aire=a_stoic N2_aire=3,76*O2_aire a_7=(((R_aire/100)*P_sat)/(P_atm-((R_aire/100)*P_sat))*(O2_aire+N2_aire)*(1+e_aire/100)) Balance de combustión. Consumo de combustible: C_comb=24,7 Toneladas/h Análisis gravimétrico del combustible a_carbon=81,33 a_hidrogeno=2,71 a_azufre=3,42 a_oxigeno=1,08 a_agua=10,03 a_nitrogeno=1,43 Porcentaje de carbón no quemado: c_2=0


92

Carbón utilizado c_1=a_carbon*(1-(c_2/100)) kmol/kg_combustible: a_1=c_1/(100*12) kmol_carbon/kg_combustible a_2=a_hidrogeno/(2*100) kmol_hidrogeno/kg_combustible a_3=a_azufre/(32*100) kmol_azufre/kg_combustible a_4=a_oxigeno/(32*100) kmol_oxigeno/kg_combustible a_5=a_agua/(18*100) kmol_agua/kg_combustible a_6=a_nitrogeno/(28*100) kmol_nitrogeno/kg_combustible Sistema de ecuaciones Balance de carbono: a_1-c-d=0 Balance de hidrogeno: a_2-e=0 Balance de azufre: a_3-j=0 Balance de oxigeno: a_4+b-c-d/2-e/2-g-i/2-j=0 Balance de nitrogeno: a_6+b*3,76-f-i/2=0 Humedad total: w_total=a_2+a_5+a_7 Oxigeno necesario para la combustión estequiométrica: a_stoic=a_1+a_2/2+a_3-a_4 Oxigeno total 15% de exceso de aire b=a_stoic*(1+(e_aire/100)) Temperatura del hogar: T=1173 [K] Presión en el hogar: P=1 [bar] Presión de referencia: P_ref=1 Constante universal de los gases: R=8,314 Total mole de gases: n_total=(c+b_CO2)+d+w_total+f+b_3+i


93

Relación aire combustible: R_AireComb=a_stoic*MOLARMASS(O2)+3,76*a_stoic*MOLARMASS(N2)+a_7*MOLARMASS(H2O)+4,76*a_stoic*(e_aire/100)*MOLARMASS(air) Balance de caliza CaCO3 CaCO3 + Calor = CaO + CO2 CaO + SO2 = CaSO4 Relación calcio azufre: R_CaS=2 Reacción química de caliza (R_CaS)* j * CaO +j * SO2 +g*O2= b_1 * CaSO4 + b_2 * CaO + b_3 * O2 Sistema de ecuaciones : Balance de Calcio: b_2=R_CaS*j-j Balance de azufre: b_1=j Balance de oxigeno: ((R_CaS*j)/2)+j+g-2*b_1-(b_2/2)-b_3=0 Cantidad de Ca necesaria. kmol_Ca/kg_combustible b_Ca=R_CaS* j Cantidad necesaria de caliza para la reacción de sulfatación kmol_CaCO3/kg_combustible b_CaCO3=b_Ca Cantidad de CO2 liberado en la reacción de sulfatación kmol_CO2/kg_combustible b_CO2=b_CaO Cantidad de O2 liberado en la reacción de sulfatación kmol_O2/kg_combustible b_O2=b_3 Cantidad de CaO remanente en el sistema kmol_CaO/kg_combustible b_CaO=R_CaS*j-j Cantidad de Caso4 formado en la reacción de sulfatación kmol/kg_combustible b_CaSO4=b_1


94

Productos totales de combustión. Total de CO2 d_CO2=c+b_CO2 Total de CO d_CO=d Total de H2O d_H2O=w_total Total de N2 d_N2=f Tota de O2 d_O2=b_3 Total de NO d_NO=i Total de SO2 d_SO2=j Total de CaSO4 d_CaSO4=b_1 Total remanente CaO d_CaO=b_CaO Fracciones molares: Para CO2: y_CO2=(c+b_CO2)/n_total Para CO: y_CO=d/n_total Para H2O: y_H2O=(w_total)/n_total Para N2: y_N2=f/n_total Para O2: y_O2=b_3/n_total Para NO: y_NO=i/n_total Para SO2: y_SO2=j/n_total Función de Gibbs: Energía libre de Gibbs para T y presión de 1 bar Para CO2: g|o_CO2=Gibbs('CO2'; T; P_ref) Para CO: g|o_CO=Gibbs('CO'; T; P_ref) Para N2: g|o_N2=Gibbs('N2'; T; P_ref) Para O2: g|o_O2=Gibbs('O2'; T; P_ref) Para NO: g|o_NO=Gibbs('NO'; T; P_ref)


95

Energía libre de Gibbs para la reacción CO-CO2 DELTAG|o_1=0,5*g|o_O2+g|o_CO-g|o_CO2 Energía libre de Gibbs para la reacción N2-O2 DELTAG|o_2=2*g|o_NO-g|o_O2-g|o_N2 Ley de conservación de masa para la reacción CO-CO2 DELTAG|o_1=-R*T*ln(K_1) Ley de conservación de masa para la reacción N2-O2 DELTAG|o_2=-R*T*ln(K_2) Constante de equilibrio para la reacción CO-CO2 K_1=y_CO*sqrt(y_O2*P/P_ref)/(y_CO2) Constante de equilibrio para la reacción N2-O2 K_2=y_NO^2/(y_O2*y_N2) Balance energético de combustión Poder calorífico inferior KJ/Kg P_ci=35617,8 Poder calorífico del elemento carbono cuando pasa a CO2 KJ/Kg P_c=34053 Temperatura del aire K T_a=393 Temperatura del combustible T_comb=T_1+273 Poder calorífico real considerando la cantidad de combustible no quemado PCI=(P_ci-(c_2/100)*PC_c) Entalpía del aire a T_a h_a=Enthalpy(Air;T=T_a)-Enthalpy(Air;T=273) Calor especifico del carbón kJ/kgK c_c=c_('Coal-anthracite'; T_comb) Entalpía del combustible h_comb=c_c*T_comb


96

Energía de los reactivos: E_reactivos=(R_AireComb/MolarMass(Air))*h_a+h_comb+PCI Energía de los productos para T=900 C Para CO2 h_CO2=(ENTHALPY(CO2;T=T)-ENTHALPY(CO2;T=273)) E_CO2=d_CO2*h_CO2 Para CO h_CO=(ENTHALPY(CO;T=T)-ENTHALPY(CO;T=273)) E_CO=d_CO*h_CO Para N2 h_N2=(ENTHALPY(N2;T=T)-ENTHALPY(N2;T=273)) E_N2=d_N2*h_N2 Para O2 h_O2=(ENTHALPY(O2;T=T)-ENTHALPY(O2;T=273)) E_O2=d_O2*h_O2 Para NO h_NO=(ENTHALPY(NO;T=T)-ENTHALPY(NO;T=273)) E_NO=d_NO*h_NO Para H2O h_H2O=(ENTHALPY(H2O;T=T)-ENTHALPY(H2O;T=273)) E_H2O=d_H2O*h_H2O Para la energía latente en CO E_reacCO=d_CO*10640*MolarMass(CO) Energía total de los productos: E_productos=E_CO2+E_CO+E_N2+E_O2+E_NO+E_H2O+E_reacCO Energía útil entregada en el hogar q_900=E_reactivos-E_productos


97

Energía de los productos para T_s=160°c (temperatura de salida de la unidad recuperadora de calor HRA) q_160=E_reactivos-E_productos2 Temperatura de salida de los gases de escape: T_s=433 Para CO2 h2_CO2=(ENTHALPY(CO2;T=T_s)-ENTHALPY(CO2;T=273)) E2_CO2=d_CO2*h2_CO2 Para CO h2_CO=(ENTHALPY(CO;T=T_s)-ENTHALPY(CO;T=273)) E2_CO=d_CO*h2_CO Para N2 h2_N2=(ENTHALPY(N2;T=T_s)-ENTHALPY(N2;T=273)) E2_N2=d_N2*h2_N2 Para O2 h2_O2=(ENTHALPY(O2;T=T_s)-ENTHALPY(O2;T=273)) E2_O2=d_O2*h2_O2 Para NO h2_NO=(ENTHALPY(NO;T=T_s)-ENTHALPY(NO;T=273)) E2_NO=d_NO*h2_NO Para H2O h2_H2O=(ENTHALPY(H2O;T=T_s)-ENTHALPY(H2O;T=273)) E2_H2O=d_H2O*h2_H2O Para la energía latente en CO E2_reacCO=d_CO*10640*MolarMass(CO Energía útil entregada durante el proceso E_productos2=E2_CO2+E2_CO+E2_N2+E2_O2+E2_NO+E2_H2O+E2_reacCO Rendimiento de la caldera: Ren_caldera=(q_160/E_reactivos)*100


98

Rendimiento de combustión: Ren_combustion=((P_ci-(c_2*PC_c/100))/P_ci)*100 Solución al sistema de ecuaciones planteado: a_1 = 0,06778 [kmol] a_2 = 0,01355 [kmol] a_3 = 0,001069 [kmol] a_4 = 0,0003375 [kmol] a_5 = 0,005572 [kmol] a_6 = 0,0005107 [kmol] a_7 = 0,003537 [kmol] a_agua = 10,03 a_azufre = 3,42 a_carbon = 81,33 a_hidrogeno = 2,71 a_nitrogeno = 1,43 a_oxigeno = 1,08 a_stoic = 0,07528 [kmol] b = 0,08657 [kmol/kgc] b_1 = 0,001069 [kmol] b_2 = 0,001069 [kmol] b_3 = 0,01075 [kmol] b_Ca = 0,002138 [kmol] b_CaCO3 = 0,002138 [kmol] b_CaO = 0,001069 [kmol] b_CaSO4 = 0,001069 [kmol] b_CO2 = 0,001069 [kmol] b_O2 = 0,01075 [kmol] c = 0,06777 [kmol] c_1 = 81,33 c_2 = 0 [%] c_c = 1,26 [kJ/kg·K] C_comb = 24,7 [ton/hr] d = 3,931E-09 [kmol] DELTAG|o_1 = 180623 DELTAG|o_2 = 151467 d_CaO = 0,001069 [kmol] d_CaSO4 = 0,001069 [kmol] d_CO = 3,931E-09 [kmol] d_CO2 = 0,06884 [kmol] d_H2O = 0,02266 [kmol] d_N2 = 0,326 [kmol] d_NO = 0,0000251 [kmol] d_O2 = 0,01075 [kmol] d_SO2 = 0,001069 [kmol] e = 0,01355 [kmol] E2_CO = 0,00001837 [kJ/kg] E2_CO2 = 433,1 [kJ/kg] E2_H2O = 123,1 [kJ/kg] E2_N2 = 1522 [kJ/kg]

E2_NO = 0,1201 [kJ/kg] E2_O2 = 51,2 [kJ/kg] E2_reacCO = 0,001172 [kJ/kg] e_aire = 15 [%] E_CO = 0,0001111 [kJ/kg] E_CO2 = 3016 [kJ/kg] E_H2O = 775 [kJ/kg] E_N2 = 9119 [kJ/kg] E_NO = 0,7265 [kJ/kg] E_O2 = 317,3 [kJ/kg] E_productos = 13228 [kJ/kg] E_productos2 = 2129 [kJ/kg] E_reacCO = 0,001172 [kJ/kg] E_reactivos = 37420 [kJ/kg] f = 0,326 [kmol] g = 0,01128 [kmol] g|o_CO = -364308 [kJ/kmol] g|o_CO2 = -676622 [kJ/kmol] g|o_N2 = -246538 [kJ/kmol] g|o_NO = -179227 [kJ/kmol] g|o_O2 = -263382 [kJ/kmol] h2_CO = 4672 h2_CO2 = 6291 h2_H2O = 5434 h2_N2 = 4668 h2_NO = 4787 h2_O2 = 4765 h_a = 3501 [kJ/kmol] h_CO = 28257 [kJ/kmol] h_CO2 = 43807 [kJ/kmol] h_comb = 356,6 [kJ/kg] h_H2O = 34203 [kJ/kmol] h_N2 = 27970 [kJ/kmol] h_NO = 28948 [kJ/kmol] h_O2 = 29528 [kJ/kmol] i = 0,0000251 [kmol] j = 0,001069 [kmol] K_1 = 9,045E-09 K_2 = 1,798E-07 N2_aire = 0,2831 [kmol] n_total = 0,4283 [kmol] O2_aire = 0,07528 [kmol] P = 1 [bar] PCI = 35618 [kJ/kg] PC_c = 34053 [kJ/kg] P_atm = 101 [kpa]


99

P_ci = 35618 [kJ/kg] P_ref = 1 [bar] P_sat = 1,228 [kpa] P_vap = 0,8595 [kpa] q_160 = 35290 [kJ/kg] q_900 = 24192 [kJ/kg] R = 8,314 [kJ/kmol·K] Ren_caldera = 94,31 [%] Ren_combustion = 100 R_aire = 70 [%] R_AireComb = 11,96 [kg_aire/kg_comb] R_CaS = 2 T = 1173 [K]

T_1 = 10 [C] T_a = 393 [K] T_comb = 283 [K] T_s = 433 [K] w_total = 0,02266 [kmol] y_CO = 9,179E-09 y_CO2 = 0,1607 y_H2O = 0,05291 y_N2 = 0,7612 y_NO = 0,0000586 y_O2 = 0,02509 y_SO2 = 0,002495


100

Anexo C

“Informes diarios de operación de la caldera de lecho fluidizado circulante.”


101

Anexo C.1.a: Informe diario de operación de la caldera, Septiembre de 2004. (Combustible, caliza y vapor).

Dia Consumo comb HHV azufre Carbon

Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening

Total MMBTU Fuel fire

Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Sep 608 15.258 1,55 86,63 12,20 15,80 780 20.452 42 5855 43402-Sep 606 15.258 1,55 86,63 12,20 15,80 750 20.584 43 5810 42003-Sep 609 15.258 1,55 86,63 12,20 15,80 710 20.485 42 5820 41904-Sep 601 15.258 1,55 86,63 13,00 15,00 750 20.216 43 5819 42105-Sep 606 15.258 1,55 86,63 11,80 17,40 885 20.384 42 5815 41606-Sep 611 15.706 1,49 86,15 13,40 15,00 770 21.156 43 5774 41407-Sep 611 15.706 1,49 86,15 11,20 10,80 755 21.156 42 5758 41308-Sep 609 15.706 1,49 86,15 12,20 12,00 1.030 21.087 43 5818 41509-Sep 611 15.706 1,49 86,15 11,75 12,00 825 21.156 43 5795 41510-Sep 621 15.706 1,49 86,15 10,90 15,00 815 21.502 42 5833 41511-Sep 613 15.706 1,49 86,15 12,20 15,50 865 21.225 35 5653 41012-Sep 599 15.706 1,49 86,15 11,20 13,60 780 20.741 43 5809 41513-Sep 607 15.371 1,49 87,17 11,20 14,80 870 20.569 41 5815 41514-Sep 600 15.371 1,49 87,17 9,60 15,00 810 20.332 41 5790 41515-Sep 592 15.371 1,49 87,17 9,70 10,00 780 20.061 42 5759 42016-Sep 591 15.371 1,49 87,17 10,85 13,00 755 20.027 43 5769 40317-Sep 594 15.371 1,49 87,17 10,60 13,60 650 20.129 40 5752 40618-Sep 606 15.371 1,49 87,17 11,80 13,70 590 20.535 39 5768 41319-Sep 600 15.371 1,49 87,17 11,30 0,00 570 20.332 43 5770 40520-Sep 585 15.371 1,49 87,17 9,40 0,00 540 19.824 39 5603 40521-Sep 586 15.371 1,49 87,17 11,30 13,40 750 19.858 34 5641 41222-Sep 587 15.371 1,49 87,17 11,90 13,40 590 19.892 34 5644 42023-Sep 581 15.371 1,49 87,17 11,90 18,60 700 19.688 34 5636 41924-Sep 575 15.371 1,49 87,17 11,90 18,60 705 19.485 43 5543 41925-Sep 568 15.371 1,49 87,17 11,90 12,40 710 19.248 36 5557 41626-Sep 634 15.371 1,49 87,17 11,90 11,80 675 21.484 34 5525 40527-Sep 503 15.371 1,49 87,17 11,90 11,80 625 17.045 34 5499 40528-Sep 567 15.371 1,49 87,17 9,60 12,00 870 19.214 33 5490 40429-Sep 556 15.371 1,49 87,17 10,15 10,00 870 18.841 34 5454 40230-Sep 552 15.371 1,49 87,17 9,10 12,40 875 18.706 36 5441 406Total 17.789 605.414 1.183 171.015Prom 593 15.430 1,50 86,84 11,34 12,94 755,00 20.180 39 5.701

Analisis y composición del combustible Vapor


102

Anexo C.1.b: Informe diario de operación de la caldera, Septiembre de 2004. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).

Dia opacity oxigen Nox Nox Nox (0.075) SO2 SO2 SO2 (0.27) Ca/S ratio Disposed ash

[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Sep 12,64 3,50 148,00 1,96 0,21 133,00 2,12 0,23 1,15 45,4602-Sep 11,40 3,40 119,89 1,57 0,17 158,60 2,51 0,27 1,18 115,3503-Sep 11,40 3,26 94,20 1,23 0,13 161,40 2,55 0,27 1,15 42,8904-Sep 12,00 3,22 112,00 1,49 0,16 176,00 2,81 0,31 1,42 0,0005-Sep 15,00 3,21 103,00 1,38 0,15 167,00 2,72 0,29 1,38 0,0006-Sep 13,63 3,29 114,00 1,55 0,16 176,00 2,85 0,30 1,40 73,2907-Sep 14,55 3,31 106,00 1,44 0,15 183,00 3,04 0,32 1,36 115,3908-Sep 17,26 3,27 97,00 1,31 0,14 197,00 3,22 0,34 1,40 131,8409-Sep 14,05 3,30 96,00 1,31 0,14 178,00 2,94 0,31 1,40 116,1510-Sep 12,30 3,20 94,00 1,29 0,13 174,00 2,93 0,30 1,34 27,2311-Sep 12,19 3,14 90,00 1,22 0,13 188,00 3,07 0,32 1,13 0,0012-Sep 12,20 3,12 86,00 1,13 0,12 202,00 3,26 0,35 1,42 0,0013-Sep 11,70 3,10 87,81 1,17 0,13 211,00 3,44 0,37 1,34 92,4814-Sep 21,78 3,20 98,70 1,31 0,14 210,00 3,47 0,38 1,36 126,8315-Sep 23,10 3,14 23,10 0,30 0,03 153,60 2,49 0,27 1,41 101,0316-Sep 6,15 3,11 66,00 0,88 0,1 122,00 2,00 0,22 1,53 0,0017-Sep 7,12 3,08 71,00 0,95 0,1 112,00 1,85 0,20 1,42 0,0018-Sep 6,40 3,10 60,00 0,82 0,09 182,00 3,02 0,32 1,35 0,0019-Sep 8,07 3,11 86,00 1,17 0,13 168,00 2,78 0,30 1,51 0,0020-Sep 14,15 3,14 146,00 1,93 0,21 75,00 1,24 0,14 1,40 0,0021-Sep 12,82 3,10 66,00 0,87 0,1 227,00 3,67 0,41 1,22 75,2122-Sep 14,95 3,07 103,00 1,36 0,15 201,00 3,23 0,36 1,22 135,7723-Sep 16,03 3,01 107,95 1,41 0,16 180,60 2,86 0,32 1,23 87,5724-Sep 12,02 3,10 118,00 1,50 0,17 146,58 2,26 0,26 1,57 19,0825-Sep 12,25 3,00 112,00 1,40 0,16 101,00 1,53 0,18 1,33 0,0026-Sep 15,50 3,00 124,00 1,73 0,18 99,00 1,67 0,17 1,13 0,0027-Sep 19,50 3,10 151,00 1,69 0,22 73,50 0,99 0,13 1,42 43,4628-Sep 23,46 3,11 145,00 1,82 0,21 53,00 0,83 0,09 1,22 101,3329-Sep 25,66 3,06 101,00 1,24 0,14 118,00 1,79 0,21 1,29 58,6730-Sep 25,53 3,06 92,00 1,12 0,13 113,00 1,72 0,20 1,37 56,10Total 39,55 74,86 1.565,13Prom 14,49 3,16 100,62 1,32 0,14 154,68 2,50 0,27 1,34 52,17

Analisis de los gases de escape


103

Anexo C.1.c: Informe diario de operación de la caldera, Septiembre de 2004. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire

Nivel lecho denso Freeboar S Freeboar N Exceso

de aire Hogar Entrada ciclon

Entrada H.R.A.

Salida H.R.A. Chimenea

[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Sep 267,40 128 113,40 123 392,25 26,00 4,10 4,30 15,31 932 911 915 163 15102-Sep 263,10 128 105,80 126 380,62 26,00 4,60 4,60 15,32 928 905 913 161 15303-Sep 262,20 124 108,50 124 382,52 23,10 4,80 5,10 15,32 927 899 915 159 14704-Sep 262,70 120 106,40 120 380,87 22,30 4,60 5,40 15,32 926 900 914 152 14305-Sep 261,80 121 105,70 119 379,35 20,10 4,30 5,20 15,32 923 898 906 151 14306-Sep 262,50 120 105,90 117 380,24 20,30 4,20 4,50 15,31 927 902 908 153 14307-Sep 257,20 118 105,20 115 374,68 22,10 4,20 4,70 15,32 929 901 913 151 14308-Sep 258,80 120 107,50 115 378,09 23,00 4,30 4,90 15,32 921 896 907 152 14409-Sep 259,00 118 104,60 115 375,31 21,20 4,40 5,00 15,32 921 894 910 151 14210-Sep 257,60 125 106,60 120 376,07 20,90 4,70 4,90 15,32 922 901 914 160 15011-Sep 258,50 121 104,10 117 374,17 23,90 4,40 4,90 15,32 924 901 912 152 14612-Sep 257,60 127 104,60 122 375,56 21,10 4,50 5,20 15,32 930 906 913 161 15013-Sep 259,20 126 103,00 122 376,07 22,60 4,60 4,90 15,32 932 906 916 161 15114-Sep 258,80 122 101,40 117 368,35 22,50 4,10 4,50 15,32 926 901 913 153 14315-Sep 255,20 126 102,30 122 371,26 21,90 4,80 4,80 15,32 919 901 910 159 15016-Sep 251,10 122 107,20 118 372,15 51,30 4,50 4,70 15,32 915 892 907 152 14417-Sep 247,10 122 106,60 116 367,59 20,30 4,40 5,00 15,32 921 900 911 152 14318-Sep 249,90 120 105,60 113 369,11 22,10 4,00 4,40 15,32 925 903 914 152 14219-Sep 243,80 128 106,00 120 363,42 22,60 3,80 4,40 15,32 931 906 916 166 15520-Sep 244,60 124 100,40 118 359,00 21,30 4,30 4,60 15,32 914 896 906 157 14721-Sep 244,90 126 99,80 121 358,36 21,60 3,80 4,40 15,32 929 905 913 161 15022-Sep 247,00 119 94,20 117 355,83 23,00 4,20 4,70 15,32 929 903 914 150 14023-Sep 244,20 126 93,60 124 352,29 23,80 4,00 4,20 15,32 926 900 912 160 15024-Sep 248,50 127 93,90 125 357,23 20,60 4,50 4,60 15,32 917 899 908 161 15125-Sep 246,80 127 91,80 126 353,31 22,80 4,20 4,40 15,32 918 893 909 160 15026-Sep 247,10 124 92,80 123 354,70 21,20 3,80 4,70 15,32 922 894 913 156 14927-Sep 250,70 127 87,70 129 352,93 17,50 4,00 4,40 15,32 918 892 916 163 15328-Sep 244,90 120 84,60 121 345,09 17,60 3,90 4,20 15,32 926 896 910 149 14129-Sep 251,70 119 88,20 120 351,41 21,20 3,80 3,90 15,26 920 893 904 149 14130-Sep 248,60 121 82,20 125 344,96 25,00 3,30 3,70 15,32 928 890 914 152 144TotalProm 253,75 123,20 100,65 120,33 367,43 22,96 4,24 4,64 15,32 924,20 899,47 911,53 155,97 146,63

Temperaturas

Primario Secundario

LechoFlujos de aire


104

Anexo C.2.a: Informe diario de operación de la caldera, Octubre de 2004. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Oct 546 15.277 1,87 86,83 9,45 12,00 810 18.389 36 5391 40002-Oct 539 15.277 1,87 86,83 9,30 12,00 840 18.153 34 5372 40103-Oct 513 15.277 1,87 86,83 9,80 12,00 810 17.278 31 5043 40004-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 25 005-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 0 006-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 0 007-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 0 008-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 0 009-Oct 0 15.277 1,87 86,83 9,80 0,00 0 0 0 0 010-Oct 0 15.277 1,87 86,83 10,00 0,00 0 0 0 0 011-Oct 24 15.430 2,10 86,83 10,00 0,00 0 817 0 220 012-Oct 414 15.430 2,10 86,83 10,00 0,00 0 14.083 40 3960 44013-Oct 566 15.430 2,10 86,83 9,50 0,00 580 19.254 43 5658 44014-Oct 584 15.430 2,10 86,83 10,00 0,00 800 19.866 42 5760 4015-Oct 586 15.430 2,10 86,83 12,60 0,00 800 19.934 43 5732 4016-Oct 584 15.430 2,10 86,83 12,60 14,20 600 19.866 44 5754 43817-Oct 580 15.430 2,10 86,83 12,60 14,20 700 19.730 51 5716 43618-Oct 589 15.901 2,03 86,18 12,60 11,20 700 20.648 51 5813 43519-Oct 595 15.901 2,03 86,18 12,60 16,80 710 20.858 51 5879 43620-Oct 613 15.901 2,03 86,18 12,60 16,80 625 21.489 51 5934 43621-Oct 619 15.901 2,03 86,18 12,60 16,80 710 21.699 51 5949 43322-Oct 629 15.901 2,03 86,18 9,90 12,00 725 22.050 48 6029 43423-Oct 625 15.901 2,03 86,18 9,15 15,00 775 21.910 46 6044 43924-Oct 600 15.901 2,03 86,18 9,00 15,00 805 21.033 50 5959 44025-Oct 597 15.901 2,03 86,18 10,30 12,60 665 20.928 52 5894 46726-Oct 597 15.901 2,03 86,18 10,30 12,60 700 20.928 51 5844 46927-Oct 599 15.901 2,03 86,18 8,60 10,00 820 20.998 50 5822 45728-Oct 616 15.901 2,03 86,18 9,30 14,00 700 21.594 50 6036 45029-Oct 631 15.901 2,03 86,18 10,50 14,00 650 22.120 48 6099 45030-Oct 628 15.901 2,03 86,18 11,20 14,50 660 22.015 43 6134 45031-Oct 640 15.901 2,03 86,18 10,00 10,50 650 22.435 42 6166 450Total 12.874 468.075 1.048 132.233Prom 436 15.593 1,99 86,54 10,43 8,26 510,81 15.099 34 4.266



105

Anexo C.2.b: Informe diario de operación de la caldera, Octubre de 2004. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Oct 22,76 3,06 99,00 1,20 0,14 78,00 1,18 0,14 1,30 0,0002-Oct 15,46 3,14 83,00 1,00 0,12 169,00 2,54 0,31 1,24 0,0003-Oct 12,93 3,64 88,00 1,04 0,13 260,00 3,81 0,49 1,19 0,0004-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0005-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0006-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0007-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0008-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0009-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0010-Oct 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0011-Oct 12,00 15,49 11,08 0,02 0,06 63,89 0,14 0,37 0,00 0,0012-Oct 11,70 5,23 135,00 1,41 0,22 218,00 2,79 0,44 1,62 0,0013-Oct 5,39 4,09 137,00 1,81 0,21 186,00 3,05 0,35 1,27 0,0014-Oct 4,08 3,83 116,00 1,56 0,17 189,00 3,13 0,35 1,21 0,0015-Oct 5,04 3,71 123,00 1,64 0,18 189,00 3,03 0,34 1,23 96,0516-Oct 4,90 3,80 138,28 1,85 0,21 196,57 3,16 0,35 1,26 61,5317-Oct 5,70 3,80 135,60 1,80 0,2 188,40 3,01 0,34 1,47 0,0018-Oct 8,10 3,70 136,40 1,83 0,2 167,50 2,70 0,29 1,45 97,2019-Oct 8,80 3,40 130,00 1,73 0,18 154,00 2,46 0,26 1,44 96,7020-Oct 8,65 3,30 125,00 1,70 0,17 165,00 2,70 0,28 1,40 84,0021-Oct 7,02 3,40 122,00 1,69 0,17 161,00 2,68 0,27 1,38 89,9022-Oct 9,60 3,48 121,00 1,73 0,17 172,00 3,04 0,30 1,14 51,0423-Oct 9,68 3,40 125,00 1,76 0,18 225,00 3,97 0,40 1,10 0,0024-Oct 14,43 3,46 124,00 1,69 0,18 188,00 3,20 0,34 1,24 0,0025-Oct 12,00 3,42 117,00 1,58 0,17 201,00 3,35 0,35 1,30 48,7326-Oct 9,92 3,53 132,00 1,79 0,19 163,00 2,73 0,29 1,28 114,1227-Oct 9,55 3,48 131,00 1,78 0,19 141,00 2,41 0,25 1,25 104,8928-Oct 11,60 3,25 119,00 1,64 0,17 144,00 2,48 0,25 1,21 99,8929-Oct 12,40 3,27 106,00 1,54 0,15 143,00 2,57 0,26 1,18 59,8130-Oct 12,80 3,25 96,00 1,39 0,14 144,00 2,55 0,26 1,06 0,0031-Oct 10,50 3,12 85,00 1,24 0,12 172,00 3,12 0,31 1,01 0,00Total 36,42 65,80 1.003,86Prom 7,90 7,88 88,24 1,17 0,13 131,56 2,12 0,24 0,94 32,38



106

Anexo C.2.c: Informe diario de operación de la caldera, Octubre de 2004. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Oct 254,50 119 82,40 124 348,63 23,60 3,60 4,40 15,32 926 889 908 148 14202-Oct 251,90 120 80,00 126 343,82 24,80 2,80 3,00 15,32 930 891 910 150 14303-Oct 255,30 44 114,00 38 387,07 0,50 0,10 0,10 15,25 45 48 50 48 4704-Oct x x x x x x x x x x x x x x05-Oct x x x x x x x x x x x x x x06-Oct x x x x x x x x x x x x x x07-Oct x x x x x x x x x x x x x x08-Oct x x x x x x x x x x x x x x09-Oct x x x x x x x x x x x x x x10-Oct x x x x x x x x x x x x x x11-Oct 214,80 115 47,30 139 276,04 23,40 0,30 0,90 15,02 930 833 794 153 14112-Oct 271,20 120 108,60 124 393,39 20,90 2,80 3,70 14,97 928 933 905 168 15713-Oct 279,90 123 105,40 127 389,47 20,60 3,50 3,80 15,14 917 920 887 170 16014-Oct 272,00 124 105,10 130 391,62 21,50 4,00 4,10 15,31 918 919 890 169 15915-Oct 269,00 126 113,60 126 396,05 26,00 3,20 4,60 15,32 925 929 901 171 16116-Oct 268,00 122 106,50 124 387,95 26,90 3,20 3,50 15,32 922 924 899 164 15417-Oct 269,20 124 106,90 126 389,34 26,00 3,40 3,70 15,32 921 925 900 168 15918-Oct 270,00 120 102,90 123 387,83 25,50 4,30 5,00 15,32 919 926 900 161 15319-Oct x x x x x x x x xx x x x x x20-Oct 269,20 125 102,20 128 385,80 24,70 4,40 4,70 15,31 923 931 905 167 15721-Oct 272,90 121 109,90 121 396,55 25,30 4,70 4,90 15,31 917 925 898 161 15522-Oct 276,60 117 110,20 119 398,95 23,80 4,30 5,00 15,31 924 929 906 158 15123-Oct 275,70 118 101,80 123 389,85 25,10 4,40 5,10 15,31 927 927 908 157 15124-Oct 283,40 116 100,50 126 395,92 23,20 4,40 4,90 15,31 926 928 909 155 14825-Oct 281,10 119 97,90 127 391,49 25,40 4,20 4,70 15,32 923 922 905 157 15026-Oct 278,10 117 102,70 122 391,87 24,50 4,20 4,60 15,32 918 920 901 156 14927-Oct 269,90 119 115,20 117 395,54 24,30 5,00 5,40 15,31 921 927 901 157 14728-Oct 269,90 123 115,60 120 397,31 24,00 5,20 5,50 15,31 917 922 898 164 15329-Oct 266,50 119 116,50 116 395,03 24,40 5,50 6,30 15,32 914 920 898 157 15030-Oct 268,00 118 117,50 117 397,18 23,70 5,60 5,90 15,33 909 919 897 157 15031-Oct 273,70 120 116,60 119 402,12 25,30 5,70 6,20 15,31 915 923 902 157 151TotalProm 267,86 116,91 103,45 120,09 383,86 23,19 3,86 4,35 15,28 883,26 879,57 859,65 155,35 147,30

LechoFlujos de aire Temperaturas

Primario Secundario


107

Anexo C.3.a: Informe diario de operación de la caldera, Noviembre de 2004. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Nov 629 15.840 1,77 86,15 11,00 15,00 540 21.965 48 6181 45002-Nov 625 15.840 1,77 86,15 11,90 12,40 570 21.826 43 6122 45003-Nov 627 15.840 1,77 86,15 11,90 12,00 625 21.895 43 6137 45004-Nov 636 15.840 1,77 86,15 10,70 11,76 540 22.210 42 6196 45005-Nov 612 15.840 1,77 86,15 10,90 11,00 540 21.372 43 6074 45006-Nov 606 15.840 1,77 86,15 13,00 13,88 500 21.162 45 5915 45007-Nov 598 15.840 1,77 86,15 12,60 14,36 600 20.883 51 5837 45008-Nov 614 16.267 1,75 86,62 10,90 13,00 540 22.019 51 5830 45009-Nov 604 16.267 1,75 86,62 10,90 13,00 580 21.661 51 5896 45010-Nov 618 16.267 1,75 86,62 10,90 13,00 550 22.163 45 5931 44911-Nov 604 16.267 1,75 86,62 10,90 13,00 585 21.661 42 5881 44912-Nov 602 16.267 1,75 86,62 10,90 13,40 550 21.589 51 5897 45013-Nov 618 16.267 1,75 86,62 10,90 13,40 585 22.163 50 5918 45014-Nov 613 16.267 1,75 86,62 10,90 15,20 575 21.984 46 5962 45015-Nov 605 16.057 1,55 86,34 10,20 15,20 585 21.417 45 5988 45116-Nov 604 16.057 1,55 86,34 11,20 13,40 645 21.381 51 5897 45017-Nov 602 16.057 1,55 86,34 10,90 13,40 555 21.310 51 5827 46418-Nov 598 16.057 1,55 86,34 10,10 11,40 560 21.169 46 5798 45019-Nov 590 16.057 1,55 86,34 9,85 12,06 625 20.886 49 5922 45020-Nov 602 16.057 1,55 86,34 10,80 12,06 595 21.310 45 5823 45021-Nov 608 16.057 1,55 86,34 11,00 15,36 630 21.523 51 5839 45022-Nov 607 16.057 1,55 86,34 9,30 14,00 690 21.487 51 5852 45023-Nov 599 16.057 1,55 86,34 11,50 15,00 650 21.204 51 5871 45024-Nov 616 16.057 1,55 86,34 11,00 14,60 670 21.806 51 5905 45025-Nov 605 16.057 1,55 86,34 8,70 15,20 850 21.417 51 5981 45026-Nov 593 16.057 1,55 86,34 8,50 14,00 1.150 20.992 51 5988 45027-Nov 578 16.057 1,55 86,34 8,70 14,00 1.100 20.461 51 5803 45028-Nov 570 16.057 1,55 86,34 7,50 14,00 1.075 20.178 51 5665 45029-Nov 561 16.057 1,55 86,34 8,40 14,00 620 19.859 51 5631 45030-Nov 564 16.057 1,55 86,34 10,50 15,48 715 19.965 58 5660 450Total 18.108 640.918 1.455 177.227Prom 604 16.055 1,65 86,36 10,55 13,59 653,17 21.364 49 5.908



108

Anexo C.3.b: Informe diario de operación de la caldera, Noviembre de 2004. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Nov 20,00 3,04 81,00 1,16 0,12 178,00 3,13 0,31 1,18 0,0002-Nov 22,00 3,20 74,00 1,06 0,11 140,00 2,44 0,24 1,06 52,9703-Nov 16,26 3,19 88,00 1,27 0,13 149,00 2,60 0,26 1,06 110,8604-Nov 17,56 3,16 102,00 1,49 0,15 139,00 2,49 0,25 1,02 101,1305-Nov 13,91 3,35 92,00 1,24 0,13 140,00 2,32 0,24 0,97 0,0006-Nov 16,52 3,40 94,00 1,26 0,13 129,00 2,07 0,22 1,03 0,0007-Nov 17,38 3,40 88,00 1,17 0,12 143,00 2,28 0,24 1,18 0,0008-Nov 16,57 3,40 88,00 1,20 0,12 135,00 2,25 0,23 1,15 49,9209-Nov 18,01 3,40 86,05 1,15 0,12 138,00 2,26 0,23 1,17 100,5110-Nov 15,90 3,40 77,90 1,07 0,11 120,80 2,03 0,20 1,01 108,4011-Nov 14,01 3,40 81,50 1,09 0,11 151,00 2,48 0,25 0,96 99,8712-Nov 14,00 3,40 81,00 1,08 0,11 128,00 2,09 0,21 1,18 20,5513-Nov 16,70 3,40 75,80 1,04 0,1 134,30 2,25 0,22 1,12 0,0014-Nov 16,00 3,40 77,00 1,05 0,1 128,00 2,13 0,21 1,04 0,0015-Nov 15,00 3,40 102,00 1,43 0,15 160,00 2,77 0,29 1,32 77,6616-Nov 14,76 3,40 112,00 1,57 0,16 170,00 2,91 0,30 1,50 108,3417-Nov 14,54 3,49 122,00 1,71 0,18 142,00 2,44 0,25 1,50 101,5318-Nov 13,70 3,50 120,00 1,72 0,18 131,00 2,32 0,24 1,38 100,6619-Nov 12,12 3,50 137,00 1,94 0,2 138,00 2,42 0,26 1,49 57,7620-Nov 12,17 3,51 133,00 1,92 0,2 136,00 2,41 0,25 1,34 0,0021-Nov 13,90 3,50 144,00 2,24 0,23 104,50 1,99 0,20 1,41 0,0022-Nov 14,10 3,40 106,00 1,53 0,16 122,00 2,20 0,23 1,51 0,0023-Nov 14,50 3,40 109,00 1,55 0,16 105,00 1,82 0,19 1,53 95,2024-Nov 13,20 3,40 120,00 1,76 0,18 110,00 1,98 0,20 1,48 121,0225-Nov 12,50 3,40 133,00 1,92 0,2 127,00 2,30 0,24 1,51 128,0426-Nov 13,50 3,40 150,00 2,09 0,22 118,00 2,07 0,22 1,54 63,7127-Nov 13,69 3,51 186,00 2,54 0,27 117,00 2,01 0,22 1,79 0,0028-Nov 14,50 3,78 178,00 2,44 0,27 97,00 1,69 0,18 1,81 0,0029-Nov 21,72 3,75 178,00 2,40 0,27 81,00 1,37 0,15 1,84 0,0030-Nov 12,24 3,69 151,00 2,04 0,23 95,00 1,58 0,17 2,08 74,60Total 47,13 67,10 1.572,73Prom 15,37 3,42 112,24 1,57 0,16 130,22 2,24 0,23 1,34 52,42



109

Anexo C.3.c: Informe diario de operación de la caldera, Noviembre de 2004. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Nov 270,30 124 113,10 123 395,54 24,10 5,90 6,50 15,31 911 918 900 162 15402-Nov 272,40 119 115,90 117 400,47 24,90 5,70 6,30 15,31 908 915 899 157 15103-Nov 270,40 122 117,20 119 399,84 25,00 5,90 6,30 15,31 913 920 901 162 15304-Nov 270,80 122 116,50 119 399,33 24,70 5,40 5,95 15,31 913 920 902 163 15305-Nov 269,90 121 113,10 120 394,78 25,70 5,00 5,50 15,31 911 917 900 162 15306-Nov 267,40 122 108,40 123 388,21 25,70 4,60 4,90 15,31 913 915 900 161 15207-Nov 272,40 122 104,30 126 388,96 25,50 4,80 5,20 15,31 910 913 897 160 15308-Nov 270,70 123 110,80 123 392,38 26,00 4,90 5,30 15,31 909 913 897 162 15409-Nov 271,10 120 114,70 116 396,30 25,20 5,20 5,70 15,31 904 913 897 159 15210-Nov 271,90 120 111,20 118 394,02 24,50 5,00 5,40 15,31 908 912 900 157 14811-Nov 271,40 123 108,10 126 390,23 26,40 4,60 4,80 15,3 915 915 909 161 15412-Nov 269,60 123 109,70 122 390,10 25,80 4,70 5,00 15,31 904 908 902 161 15213-Nov 272,90 119 113,60 117 397,44 25,10 5,10 5,40 15,33 906 912 903 157 15014-Nov 269,70 123 116,20 120 396,68 24,00 4,90 5,20 15,33 914 919 907 162 15315-Nov 269,60 118 108,90 118 389,60 26,10 4,20 4,70 15,33 918 916 908 155 14516-Nov 270,10 119 107,80 119 388,84 26,20 3,90 4,20 15,33 922 920 912 155 14817-Nov 267,80 119 110,20 119 388,59 26,10 4,10 4,30 15,31 920 917 911 156 14918-Nov 270,20 120 113,10 118 394,15 25,40 3,80 4,10 15,3 925 922 916 157 15019-Nov 269,70 120 106,50 121 387,07 25,30 4,00 4,50 15,3 922 918 910 156 14920-Nov 268,10 121 112,90 118 391,62 26,80 3,70 4,10 15,3 925 921 910 158 15021-Nov 269,30 124 106,70 123 387,07 28,00 3,70 4,20 15,3 924 921 914 163 15422-Nov 273,40 125 108,80 124 392,63 25,00 4,30 4,70 15,3 923 921 917 163 15423-Nov 272,40 126 109,50 124 392,51 24,50 4,20 4,50 15,3 919 917 911 165 15624-Nov 272,40 126 116,90 122 399,84 26,00 4,50 4,90 15,3 925 924 911 165 15625-Nov 269,90 126 116,50 120 397,31 26,90 4,00 4,30 15,31 931 927 916 165 15526-Nov 268,10 124 107,00 124 385,93 27,20 3,70 4,30 15,31 933 928 900 161 15427-Nov 271,80 122 102,60 124 385,04 25,50 3,60 3,80 15,31 926 918 895 159 15228-Nov 271,60 124 103,20 126 385,68 28,30 3,10 3,40 15,31 929 918 898 162 15329-Nov 270,70 124 103,20 126 385,04 26,80 3,40 3,70 15,31 930 921 906 160 15330-Nov 268,60 124 103,40 128 382,90 27,40 3,60 4,00 15,31 927 920 910 160 153TotalProm 270,49 122,17 110,33 121,43 391,94 25,80 4,45 4,84 15,31 917,93 917,97 905,30 160,20 152,10


Primario Secundario


110

Anexo C.4.a: Informe diario de operación de la caldera, Diciembre de 2004. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Dic 573 16.156 1,29 86,83 11,60 0,00 580 20.409 60 5703 45002-Dic 582 16.156 1,29 86,83 11,50 13,42 655 20.729 59 5691 45003-Dic 581 16.156 1,29 86,83 11,20 18,40 645 20.694 54 5692 45004-Dic 592 16.156 1,29 86,83 10,70 18,40 720 21.086 51 5814 45005-Dic 618 16.156 1,29 86,83 10,10 18,40 690 22.012 45 6005 45006-Dic 620 15.558 1,25 87,59 11,00 15,60 700 21.265 37 6029 45007-Dic 613 15.558 1,25 87,59 11,00 15,60 675 21.025 34 5944 45008-Dic 607 15.558 1,25 87,59 11,00 15,60 580 20.820 34 5810 45009-Dic 620 15.558 1,25 87,59 10,40 15,40 600 21.265 35 5963 45010-Dic 606 15.558 1,25 87,59 12,25 14,20 675 20.785 47 5942 45011-Dic 593 15.558 1,25 87,59 10,90 14,20 655 20.339 51 5732 45412-Dic 584 15.558 1,25 87,59 11,50 12,20 640 20.031 51 5619 45413-Dic 562 16.096 1,31 86,78 11,60 0,00 750 19.943 51 5390 47814-Dic 551 16.096 1,31 86,78 10,10 11,00 705 19.552 51 5283 46515-Dic 547 16.096 1,31 86,78 11,20 13,00 530 19.410 52 5262 45516-Dic 536 16.096 1,31 86,78 11,50 12,40 700 19.020 62 5162 48017-Dic 562 16.096 1,31 86,78 13,00 22,60 580 19.943 57 5340 46518-Dic 614 16.096 1,31 86,78 12,60 21,00 560 21.788 42 5851 47219-Dic 620 16.096 1,31 86,78 14,00 14,40 530 22.001 51 5789 46520-Dic 635 15.973 1,20 86,01 13,00 14,00 570 22.361 49 5854 46521-Dic 628 15.973 1,20 86,01 11,50 0,00 610 22.114 46 5810 47722-Dic 617 15.973 1,20 86,01 10,70 16,08 590 21.727 43 5757 46923-Dic 216 15.973 1,20 86,01 10,00 15,00 0 7.606 17 2220 46524-Dic 0 15.973 1,20 86,01 10,00 0,00 0 0 0 0 025-Dic 0 15.973 1,20 86,01 10,00 15,00 0 0 0 0 026-Dic 9 15.973 1,20 86,01 10,00 15,00 0 317 0 8 027-Dic 367 15.973 1,20 86,01 10,00 16,00 590 12.924 26 3340 48228-Dic 534 15.973 1,20 86,01 10,00 16,00 590 18.804 34 5157 48329-Dic 541 15.973 1,20 86,01 10,00 16,00 555 19.051 34 5206 47830-Dic 536 15.973 1,20 86,01 10,00 16,00 600 19.896 34 5505 47631-Dic 566 15.973 1,20 86,01 10,00 16,00 605 19.931 34 5528 475Total 15.830 556.848 1.241 152.406Prom 511 15.937 1,25 86,67 11,04 13,58 544,52 17.963 40 4.916



111

Anexo C.4.b: Informe diario de operación de la caldera, Diciembre de 2004. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Dic 13,16 3,62 157,00 2,14 0,23 84,00 1,39 0,15 2,12 123,4802-Dic 14,87 3,70 174,00 2,39 0,25 71,00 1,19 0,13 1,72 116,9303-Dic 16,25 3,69 167,50 2,30 0,24 59,20 0,99 0,11 1,58 63,7304-Dic 26,90 3,49 139,00 1,92 0,2 63,00 1,06 0,11 1,46 0,0005-Dic 54,00 3,30 81,00 1,15 0,12 96,00 1,67 0,17 1,23 0,0006-Dic 41,00 3,20 43,00 0,61 0,06 102,00 1,77 0,18 1,01 65,0307-Dic 19,00 3,30 43,00 0,61 0,06 83,00 1,44 0,15 0,94 63,6508-Dic 23,00 3,24 53,00 0,74 0,08 99,00 1,69 0,18 0,95 77,3109-Dic 18,00 3,16 54,00 0,77 0,08 101,00 1,77 0,18 0,96 94,2410-Dic 22,48 3,11 80,00 1,13 0,12 53,00 0,90 0,10 1,89 56,6011-Dic 22,62 3,12 120,00 1,65 0,18 28,00 0,49 0,05 2,09 0,0012-Dic 34,35 3,15 144,00 1,96 0,22 21,00 0,35 0,04 2,12 0,0013-Dic 42,01 3,20 124,00 1,63 0,18 27,00 0,43 0,05 2,21 0,0014-Dic 22,55 3,34 118,00 1,53 0,17 30,00 0,48 0,05 2,25 110,5715-Dic 21,00 3,30 133,20 1,71 0,19 25,70 0,40 0,05 2,31 91,0716-Dic 23,00 3,50 182,00 2,32 0,27 3,50 0,05 0,01 2,81 109,1117-Dic 36,00 3,60 325,00 4,21 0,47 2,00 0,03 0,00 2,54 105,5018-Dic 19,00 3,30 110,00 1,53 0,15 100,00 1,67 0,17 1,72 0,0019-Dic 20,00 3,30 99,00 1,39 0,14 82,00 1,36 0,14 2,06 0,0020-Dic 24,00 3,20 88,00 1,26 0,12 92,00 1,57 0,16 1,94 67,7121-Dic 24,17 3,16 88,88 1,25 0,12 92,38 1,59 0,16 1,84 132,0322-Dic 15,25 3,36 86,00 1,21 0,12 159,00 2,74 0,28 1,75 125,1623-Dic 28,12 11,74 24,60 0,25 0,07 46,80 0,55 0,16 1,97 60,5624-Dic 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0025-Dic 0,00 0,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0026-Dic 31,50 14,33 5,00 0,00 0,02 28,00 0,02 0,14 0,00 0,0027-Dic 20,80 5,34 94,80 0,93 0,16 170,20 2,05 0,35 1,70 40,4228-Dic 16,10 3,50 107,61 0,36 0,16 214,20 3,36 0,43 1,52 103,4429-Dic 14,00 3,49 104,00 0,33 0,15 159,00 2,52 0,29 1,50 103,1730-Dic 15,00 3,20 122,00 0,60 0,18 149,00 2,43 0,27 1,44 101,0631-Dic 17,90 3,40 144,00 1,91 0,22 144,00 2,36 0,26 1,57 0,00Total 39,79 38,32 1.810,77Prom 22,45 4,49 103,60 1,28 0,15 76,93 1,24 0,15 1,59 58,41



112

Anexo C.4.c: Informe diario de operación de la caldera, Diciembre de 2004. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Dic 268,70 125 102,10 126 383,78 29,10 3,20 3,70 15,31 928 920 908 161 15402-Dic 273,00 124 102,30 129 388,59 28,20 3,30 3,70 15,3 928 919 910 162 15503-Dic 272,00 122 101,50 126 386,44 18,70 4,00 4,30 15,31 919 921 909 159 15304-Dic 268,00 123 108,30 123 388,96 19,80 4,60 5,50 15,31 913 918 909 161 15305-Dic 269,20 122 114,10 119 394,28 20,50 6,00 6,30 15,3 893 904 891 156 14806-Dic 270,00 123 114,20 119 395,16 18,50 5,90 6,50 15,3 888 901 884 159 15107-Dic 269,10 125 113,70 121 393,14 20,00 5,60 6,50 15,3 891 900 883 160 15208-Dic 269,50 124 114,90 121 394,91 15,60 5,40 6,10 15,31 892 907 892 158 15109-Dic 269,00 122 114,00 119 393,39 13,30 5,90 6,30 15,31 892 910 890 155 14910-Dic 251,10 121 116,00 114 379,23 13,20 4,80 5,30 15,31 903 917 894 155 14711-Dic 242,10 122 116,60 113 368,23 12,30 3,60 4,20 15,31 910 920 900 154 14612-Dic 236,70 127 117,50 116 368,73 10,60 3,20 3,70 15,31 925 938 912 161 15013-Dic 223,80 128 114,60 115 353,18 13,10 2,40 2,50 15,31 925 930 901 159 14714-Dic 225,00 126 111,70 115 347,49 15,30 2,40 2,60 15,31 924 928 902 157 14715-Dic 212,90 131 111,20 117 340,41 16,00 2,00 2,50 15,31 931 936 898 163 15216-Dic 214,00 128 110,90 117 341,29 21,70 1,90 2,20 15,31 932 932 898 163 15117-Dic 250,80 128 117,00 121 385,17 18,10 3,20 3,50 15,31 929 934 915 164 15618-Dic 250,80 128 117,00 121 385,17 18,10 3,20 3,60 15,31 929 934 915 164 15619-Dic 237,20 131 116,10 120 374,68 16,80 3,30 3,90 15,3 928 936 911 166 15620-Dic 236,10 131 115,90 119 373,28 19,70 3,70 4,20 15,31 920 928 901 166 15521-Dic 236,80 128 114,90 118 373,03 19,00 3,40 3,80 15,31 927 932 904 162 15122-Dic 235,10 127 116,10 116 372,40 22,00 3,40 3,80 15,31 928 929 900 158 15023-Dic 236,60 129 113,90 122 371,77 24,60 3,70 4,00 15,31 914 912 900 162 15224-Dic x x x x x x x x x x x x x x25-Dic x x x x x x x x x x x x x x26-Dic 170,30 120 38,50 128 223,06 24,90 0,00 0,00 15,31 911 754 673 129 12627-Dic 246,80 125 99,80 124 359,12 30,80 1,70 1,60 15,31 927 912 884 159 15228-Dic 247,80 124 100,60 124 360,89 26,80 1,80 2,00 15,31 924 903 887 156 15029-Dic 252,60 126 105,00 124 370,12 27,40 2,10 2,10 15,31 927 920 902 158 15230-Dic 262,50 129 114,30 123 389,09 25,60 2,00 2,00 15,31 928 918 908 164 15631-Dic 260,70 130 114,10 124 387,07 25,00 2,10 2,00 15,31 931 921 912 165 157TotalProm 246,83 125,83 109,20 120,48 370,42 20,16 3,37 3,74 15,31 917,83 914,97 892,86 159,17 150,86


Primario Secundario


113

Anexo C.5.a: Informe diario de operación de la caldera, Enero de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Ene 569 16.145 1,34 91,05 10,00 16,00 750 20.253 34 5563 47002-Ene 564 16.145 1,34 91,05 10,30 12,00 533 20.075 34 5590 47603-Ene 573 16.184 1,27 86,87 12,40 14,00 555 20.444 40 5597 46904-Ene 580 16.184 1,27 86,87 8,80 11,08 535 20.694 42 5684 45205-Ene 583 16.184 1,27 86,87 10,40 16,84 555 20.801 48 5755 46106-Ene 574 16.184 1,27 86,87 11,00 14,00 580 20.480 51 5662 47407-Ene 576 16.184 1,27 86,87 12,80 14,00 520 20.551 51 5560 46608-Ene 595 16.184 1,27 86,87 11,90 16,00 520 21.229 50 5633 46209-Ene 581 16.184 1,27 86,87 11,90 16,00 500 20.730 44 5653 46210-Ene 586 16.184 1,27 86,87 12,80 15,00 530 20.908 43 5730 46011-Ene 589 16.184 1,27 86,87 10,90 16,00 480 21.015 60 5706 46012-Ene 578 16.184 1,27 86,87 10,00 14,60 570 20.623 59 5585 46013-Ene 563 16.184 1,27 86,87 10,40 11,60 540 20.087 60 5512 46514-Ene 578 16.184 1,27 86,87 10,40 11,60 525 20.623 62 5614 46515-Ene 574 16.184 1,27 86,87 10,70 11,60 510 20.480 63 5628 45516-Ene 481 16.184 1,27 86,87 8,30 11,60 510 17.162 39 4876 45517-Ene 0 16.180 1,11 85,48 8,00 11,60 0 0 0 0 018-Ene 0 16.180 1,11 85,48 8,00 11,60 0 0 0 0 019-Ene 281 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 500 10.023 43 2472 48020-Ene 498 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 525 17.764 54 4929 46521-Ene 582 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 480 20.760 51 5685 46822-Ene 596 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 498 21.260 51 5768 46823-Ene 584 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 475 20.832 51 5714 47424-Ene 598 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 535 21.331 56 5652 47425-Ene 588 16.180 1,11 85,48 8,50 11,60 515 20.974 59 5866 46526-Ene 615 16.180 1,11 85,48 11,40 15,00 580 21.937 55 5892 46527-Ene 618 16.180 1,11 85,48 11,20 14,40 450 22.044 47 5885 47028-Ene 617 16.180 1,11 85,48 16,50 22,00 450 22.009 47 5830 46829-Ene 637 16.180 1,11 85,48 13,50 15,26 510 22.722 47 5891 46530-Ene 633 16.180 1,11 85,48 11,00 15,00 850 22.579 54 5976 47031-Ene 625 16.180 1,11 85,48 10,90 15,00 540 22.294 51 5961 470Total 16.616 592.684 1.446 160.869Prom 536 16.180 1,20 86,47 10,42 13,64 503,90 19.119 47 5.189



114

Anexo C.5.b: Informe diario de operación de la caldera, Enero de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Ene 17,90 3,40 145,00 1,93 0,21 132,00 2,17 0,24 1,56 0,0002-Ene 19,17 3,46 150,00 1,99 0,22 114,00 1,86 0,20 1,58 0,0003-Ene 15,61 3,41 179,00 2,40 0,26 89,00 1,44 0,16 1,82 0,0004-Ene 11,78 3,34 188,00 2,54 0,27 66,00 1,12 0,12 1,89 91,7605-Ene 11,55 3,35 185,00 2,51 0,27 65,00 1,09 0,12 2,15 96,2506-Ene 14,67 3,42 195,00 2,62 0,28 30,00 0,49 0,05 2,32 109,7607-Ene 16,55 3,40 188,00 2,56 0,27 66,00 1,06 0,11 2,07 60,1508-Ene 14,20 3,20 169,00 2,35 0,24 37,00 0,62 0,06 1,97 0,0009-Ene 17,40 3,25 245,00 3,33 0,35 9,00 0,15 0,02 1,77 0,0010-Ene 20,00 3,20 156,00 2,13 0,23 70,00 1,15 0,12 1,72 0,0011-Ene 21,00 3,30 196,00 2,71 0,28 54,00 0,92 0,10 2,38 0,0012-Ene 22,00 3,40 191,00 2,61 0,28 56,00 0,95 0,10 2,39 0,0013-Ene 23,00 3,50 193,00 2,58 0,28 45,00 0,74 0,08 2,49 86,6014-Ene 28,30 3,49 177,00 2,43 0,26 48,77 0,83 0,09 2,51 113,0415-Ene 46,70 3,44 172,00 2,34 0,25 40,50 0,68 0,07 2,57 0,0016-Ene 67,00 3,13 115,00 1,29 0,17 90,00 1,27 0,16 1,90 0,0017-Ene 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0018-Ene 0,00 21,00 0,00 0,00 0 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0019-Ene 22,40 6,05 151,00 1,20 0,26 22,07 0,22 0,05 3,78 87,6420-Ene 15,76 3,90 168,00 2,05 0,25 25,86 0,40 0,05 2,68 0,0021-Ene 9,40 3,36 123,00 1,69 0,18 92,00 1,59 0,17 2,16 123,9122-Ene 7,40 3,28 143,00 2,00 0,21 70,00 1,24 0,13 2,11 46,9323-Ene 12,20 3,30 125,00 1,72 0,18 95,00 1,64 0,17 2,16 0,0024-Ene 17,00 3,30 149,00 2,10 0,22 62,00 1,10 0,11 2,31 60,6925-Ene 19,00 3,00 160,00 2,18 0,23 46,00 0,79 0,08 2,48 109,8426-Ene 22,00 3,00 207,00 2,94 0,3 20,00 0,35 0,03 2,21 103,6327-Ene 19,00 3,10 97,00 1,39 0,14 62,00 1,09 0,11 1,88 106,6028-Ene 18,00 3,10 81,00 1,16 0,12 66,00 1,09 0,11 1,88 46,4029-Ene 14,70 3,10 87,00 1,29 0,13 70,00 1,24 0,12 2,08 0,0030-Ene 42,19 3,10 143,00 2,11 0,21 43,00 0,78 0,08 2,41 0,0031-Ene 28,76 3,12 130,00 1,89 0,19 40,00 0,71 0,07 2,31 63,95Total 62,04 28,78 1.307,15Prom 19,83 4,53 148,65 2,00 0,22 55,68 0,93 0,10 2,05 42,17



115

Anexo C.5.c: Informe diario de operación de la caldera, Enero de 2004. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Ene 261,00 128 114,90 122 387,95 25,70 2,10 2,10 15,32 926 915 912 164 15602-Ene 166,20 124 117,90 118 396,17 26,10 2,20 2,10 15,32 929 1070 909 159 15303-Ene 265,90 124 118,40 118 395,16 23,90 2,50 2,50 15,31 924 1146 905 160 15404-Ene 269,80 126 118,20 120 399,21 22,80 2,60 2,60 15,31 932 1200 916 161 15505-Ene 269,60 125 120,00 119 401,99 22,80 2,50 2,80 15,31 928 1200 913 162 15506-Ene 253,30 126 120,30 118 388,96 24,70 2,80 2,60 15,3 925 919 901 161 15407-Ene 252,90 127 119,40 119 387,45 25,70 2,70 2,80 15,3 922 913 901 161 15408-Ene 252,60 126 119,90 118 387,57 25,60 2,80 3,00 15,31 928 918 908 163 15509-Ene 253,90 127 117,50 120 387,07 25,90 3,20 3,20 15,31 929 918 908 162 15410-Ene 254,40 129 115,90 122 386,69 24,70 3,40 3,30 15,31 929 920 904 164 15611-Ene 260,00 129 119,40 121 393,52 26,70 2,80 2,60 15,31 932 923 914 164 15612-Ene 252,70 126 119,20 118 386,06 24,70 2,00 2,10 15,31 929 921 911 160 15313-Ene 259,00 126 120,00 119 392,88 25,00 2,20 2,40 15,31 932 920 919 161 15214-Ene 260,40 127 115,00 121 389,47 30,60 2,50 2,50 15,31 935 920 916 161 15415-Ene 271,20 126 115,60 122 400,85 30,20 4,00 4,10 15,31 926 918 919 161 15416-Ene x x x x x x x x x x x x x x17-Ene x x x x x x x x x x x x x x18-Ene x x x x x x x x x x x x x x19-Ene 236,60 119 92,90 120 341,80 33,60 1,20 1,10 14,77 914 897 881 157 15020-Ene 261,20 127 109,80 121 384,29 34,70 2,80 2,90 15,32 922 916 918 160 15221-Ene 265,50 127 116,30 120 394,78 30,20 3,30 3,90 15,31 921 915 919 161 15322-Ene 261,20 127 117,80 119 391,87 30,30 3,10 3,10 15,31 923 915 918 162 15323-Ene 254,00 128 117,00 119 384,03 32,20 2,90 3,00 15,31 923 915 915 162 15324-Ene 260,70 128 115,30 120 389,09 31,40 3,40 3,70 15,31 922 914 917 163 15425-Ene 268,20 126 118,40 121 398,20 31,50 4,30 4,20 15,31 914 911 909 160 15326-Ene 271,50 128 116,30 121 402,24 28,50 4,60 4,60 15,31 909 905 906 163 15527-Ene 264,60 125 115,80 118 395,16 31,00 5,00 4,80 15,3 897 894 887 158 14928-Ene 270,00 129 116,00 123 400,35 25,30 5,20 5,20 15,31 892 891 894 163 15629-Ene 268,40 128 117,10 121 400,60 26,20 4,90 5,10 15,31 902 901 891 164 15730-Ene 271,00 125 116,60 118 402,37 25,00 5,20 5,20 15,31 898 898 887 160 15131-Ene 269,90 125 114,50 120 399,08 24,90 5,40 5,70 15,31 904 905 886 158 152TotalProm 258,06 126,36 116,26 119,86 391,60 27,50 3,27 3,33 15,29 920,25 946,36 906,57 161,25 153,68


Primario Secundario


116

Anexo C.6.a: Informe diario de operación de la caldera, Febrero de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Feb 615 16.778 1,27 85,54 10,15 14,00 690 22.748 51 5970 47002-Feb 606 16.778 1,27 85,54 10,40 15,40 505 22.415 43 5953 47003-Feb 616 16.778 1,27 85,54 12,20 15,40 460 22.785 42 5915 47004-Feb 608 16.778 1,27 85,54 10,40 15,40 500 22.489 43 5932 46005-Feb 626 16.778 1,27 85,54 10,40 14,26 580 23.155 42 5873 45406-Feb 615 16.778 1,27 85,54 10,40 14,60 530 22.748 47 5918 46907-Feb 616 16.321 1,14 85,64 8,80 14,60 575 22.164 50 5923 47008-Feb 594 16.321 1,14 85,64 11,60 15,00 465 21.373 52 5860 47009-Feb 625 16.321 1,14 85,64 9,30 9,76 655 22.488 51 5882 47010-Feb 562 16.321 1,14 85,64 9,80 9,80 560 20.221 52 5871 47011-Feb 601 16.321 1,14 85,64 9,80 12,40 580 21.625 51 5842 47012-Feb 612 16.321 1,14 85,64 9,10 12,40 585 22.021 51 5817 47013-Feb 612 16.321 1,14 85,64 9,10 12,40 820 22.021 51 5890 47214-Feb 602 16.412 1,30 85,22 9,10 12,40 670 21.782 51 5890 47315-Feb 598 16.412 1,30 85,22 9,10 12,40 550 21.637 51 5812 47416-Feb 618 16.412 1,30 85,22 9,10 12,60 650 22.360 51 5874 46817-Feb 605 16.412 1,30 85,22 9,10 12,60 660 21.890 51 5908 46718-Feb 601 16.412 1,30 85,22 9,10 12,60 555 21.745 47 5904 46419-Feb 612 16.412 1,30 85,22 10,75 16,60 595 22.143 47 5939 46320-Feb 606 16.412 1,30 85,22 10,60 15,00 565 21.926 51 5928 47621-Feb 602 16.412 1,30 85,22 10,60 15,40 610 21.782 51 5883 47922-Feb 609 16.412 1,30 85,22 11,40 15,00 565 22.035 51 5881 46923-Feb 610 16.412 1,30 85,22 10,50 15,00 640 22.071 51 5845 47524-Feb 614 16.412 1,30 85,22 10,40 14,00 550 22.216 51 5886 47625-Feb 608 16.412 1,30 85,22 11,60 14,40 600 21.999 51 5887 45026-Feb 622 16.412 1,30 85,22 11,00 15,00 670 22.505 51 5824 44527-Feb 623 16.412 1,30 85,22 13,20 16,00 560 22.541 46 5837 44528-Feb 617 16.412 1,30 85,22 12,90 14,80 490 22.324 50 5846 445Total 17.055 619.209 1.377 164.790Prom 609 16.468 1,25 85,39 10,35 13,90 586,96 22.115 49 5.885



117

Anexo C.6.b: Informe diario de operación de la caldera, Febrero de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Feb 14,11 3,09 130,15 1,86 0,18 53,60 0,95 0,09 2,34 109,5702-Feb 14,40 3,08 130,25 1,83 0,18 62,04 1,08 0,11 2,00 104,3603-Feb 10,80 3,10 103,00 1,48 0,14 61,00 1,06 0,10 1,93 87,5604-Feb 15,19 3,09 132,80 1,88 0,18 64,05 1,12 0,11 1,72 39,0605-Feb 25,40 3,00 159,00 2,30 0,22 48,00 0,86 0,08 1,63 0,0006-Feb 13,00 3,00 158,00 2,25 0,22 63,00 1,11 0,11 1,86 0,0007-Feb 38,56 3,05 158,19 2,26 0,22 59,94 1,08 0,11 1,97 38,9608-Feb 19,80 3,16 149,56 2,07 0,21 37,64 0,64 0,07 2,13 107,9409-Feb 22,57 3,08 176,25 2,56 0,25 40,18 0,73 0,07 1,98 101,9410-Feb 19,73 3,17 198,80 2,61 0,28 44,10 0,72 0,08 2,25 112,4111-Feb 30,10 3,17 195,25 2,74 0,28 35,10 0,61 0,06 2,06 43,9612-Feb 67,05 3,21 236,56 3,51 0,35 25,90 0,48 0,05 2,06 0,0013-Feb 13,00 3,10 207,00 3,06 0,31 32,60 0,60 0,06 2,06 0,0014-Feb 14,00 3,25 195,00 2,86 0,29 29,00 0,53 0,05 2,09 0,0015-Feb 20,00 3,24 155,00 2,25 0,23 55,00 1,00 0,10 2,11 132,7816-Feb 29,00 3,10 117,00 1,74 0,17 65,00 1,21 0,12 2,04 131,8617-Feb 24,00 3,10 125,00 1,77 0,18 54,90 0,98 0,10 2,32 121,3218-Feb 21,00 3,10 132,00 1,86 0,19 57,00 1,01 0,10 2,15 52,0219-Feb 18,41 3,11 122,00 1,75 0,17 92,00 1,62 0,16 2,11 0,0020-Feb 20,00 3,08 191,00 2,71 0,27 47,00 0,82 0,08 2,32 0,0021-Feb 20,62 3,13 151,00 2,14 0,22 77,00 1,34 0,14 2,33 0,0022-Feb 20,90 3,10 122,00 1,74 0,17 92,00 1,60 0,16 2,30 0,0023-Feb 20,00 3,21 153,00 2,20 0,22 60,00 1,06 0,11 2,30 65,4124-Feb 25,00 3,20 143,00 2,07 0,21 67,00 1,20 0,12 2,28 176,8125-Feb 15,00 3,10 136,00 1,95 0,2 69,00 1,20 0,12 2,02 128,3126-Feb 14,80 3,10 115,00 1,69 0,17 74,00 1,33 0,13 1,98 0,0027-Feb 14,70 3,10 132,00 1,94 0,19 90,00 1,58 0,15 1,78 0,0028-Feb 14,90 3,10 143,00 2,08 0,21 66,00 1,15 0,11 1,95 21,45Total 61,16 28,67 1.575,72Prom 21,29 3,12 152,39 2,18 0,22 57,93 1,02 0,10 2,07 56,28



118

Anexo C.6.c: Informe diario de operación de la caldera, Febrero de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Feb 271,60 126 113,80 123 400,09 24,80 4,70 4,70 15,31 907 905 900 159 15102-Feb 269,70 124 115,50 120 399,71 25,30 4,50 4,50 15,3 899 895 906 157 15203-Feb 268,80 125 115,50 119 399,08 24,60 4,70 5,10 15,3 913 912 900 157 14904-Feb 272,30 127 115,90 123 403,00 25,10 4,50 4,50 15,3 909 904 903 162 15505-Feb 270,60 128 116,60 124 401,86 27,00 4,10 4,20 15,3 910 904 902 162 15506-Feb 270,80 129 117,00 123 402,75 27,20 3,60 3,60 13,31 921 914 915 165 15607-Feb 270,80 125 117,60 119 403,38 21,90 3,80 3,80 15,31 919 915 916 160 15308-Feb 271,10 128 115,90 123 401,74 26,20 3,80 3,90 15,31 917 910 918 160 15209-Feb 268,80 126 115,90 122 399,59 26,80 3,80 3,70 15,31 923 916 906 158 15010-Feb 273,50 128 116,80 122 404,77 24,80 3,90 3,90 15,39 927 923 911 161 15611-Feb 269,00 128 116,30 122 401,23 26,10 3,50 3,70 15,31 928 919 913 161 15512-Feb 271,20 128 117,50 122 403,25 31,50 3,60 4,00 15,31 929 919 921 161 15513-Feb 268,80 128 118,10 122 401,86 31,00 3,40 3,90 15,31 922 913 918 161 15514-Feb 273,50 130 118,30 124 406,67 23,80 3,40 3,30 15,31 923 919 915 165 15815-Feb 266,70 128 115,80 122 397,18 26,70 3,60 3,50 15,31 922 914 925 160 15316-Feb 269,30 130 115,90 125 400,09 25,60 4,20 4,00 15,31 914 903 914 162 15517-Feb 272,10 130 116,20 123 403,25 24,60 4,30 4,40 15,31 912 906 907 163 15718-Feb 267,70 126 115,30 119 397,82 24,30 4,20 4,20 15,31 916 904 910 158 15119-Feb 267,30 126 117,00 119 398,83 24,30 3,80 3,80 15,3 921 907 918 159 15220-Feb 270,60 126 117,40 120 402,75 25,90 3,70 3,60 15,31 924 909 919 159 15221-Feb 268,90 127 15,60 121 399,71 25,90 3,80 3,80 15,31 921 905 925 159 15222-Feb 270,40 126 117,90 118 403,13 25,80 3,50 3,60 15,31 925 907 926 158 15223-Feb 271,20 126 118,00 120 404,14 27,40 4,20 4,10 15,31 924 905 925 158 15024-Feb 271,70 126 116,90 120 403,51 26,00 4,00 4,10 15,31 921 903 926 158 15225-Feb 268,70 128 115,70 122 399,46 25,80 4,00 3,90 15,31 916 896 920 160 15326-Feb 269,80 129 116,00 124 400,47 23,90 3,90 3,90 15,3 925 903 926 161 15527-Feb 273,80 125 118,00 121 406,16 25,30 3,90 3,90 15,3 921 900 919 157 15328-Feb 274,10 127 117,40 122 406,04 24,10 3,70 3,60 15,31 918 898 920 159 152TotalProm 270,46 127,14 112,99 121,57 401,84 25,78 3,93 3,97 15,24 918,82 908,14 915,14 160,00 153,25

Temperaturas

Primario Secundario

LechoFlujos de aire


119

Anexo C.7.a: Informe diario de operación de la caldera, Marzo de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Mar 608 16.320 1,22 86,44 11,00 14,40 510 21.875 51 5814 44502-Mar 618 16.320 1,22 86,44 15,50 21,60 500 22.235 43 5811 44503-Mar 639 16.320 1,22 86,44 14,00 21,00 515 22.991 34 5995 46504-Mar 666 16.320 1,22 86,44 14,00 16,80 410 23.962 47 6153 46505-Mar 646 16.320 1,22 86,44 13,80 13,60 400 23.242 57 6041 46506-Mar 635 16.320 1,22 86,44 11,50 13,60 520 22.847 60 5856 46507-Mar 641 16.240 1,49 84,73 12,00 19,40 495 22.950 54 5903 46508-Mar 632 16.240 1,49 84,73 11,00 16,80 550 22.627 47 5959 46509-Mar 626 16.240 1,49 84,73 11,00 16,80 520 22.412 42 5958 46310-Mar 622 16.240 1,49 84,73 11,00 16,80 505 22.269 42 5985 46611-Mar 618 16.240 1,49 84,73 11,00 14,40 505 22.126 42 5864 46112-Mar 667 16.240 1,49 84,73 11,00 14,40 475 23.880 40 6137 46613-Mar 650 16.240 1,49 84,73 11,00 14,40 495 23.272 34 5947 46614-Mar 635 15.944 1,15 85,73 11,00 15,80 475 22.320 34 5854 46715-Mar 582 15.944 1,15 85,73 11,20 15,80 440 20.457 36 5243 47216-Mar 627 15.944 1,15 85,73 11,70 15,00 435 22.039 43 5747 45917-Mar 641 15.944 1,15 85,73 12,10 15,00 400 22.531 39 5933 44518-Mar 650 15.944 1,15 85,73 12,56 19,30 560 22.848 34 6022 44719-Mar 650 15.944 1,15 85,73 11,60 13,96 545 22.848 34 6027 45020-Mar 648 15.944 1,15 85,73 9,87 13,00 550 22.777 38 5983 44021-Mar 649 15.944 1,15 85,73 10,90 14,50 520 22.812 41 6002 44522-Mar 644 15.944 1,15 85,73 11,50 12,56 600 22.637 34 5826 44023-Mar 624 15.944 1,15 85,73 11,10 12,00 555 21.934 41 5673 44024-Mar 613 15.944 1,15 85,73 11,70 15,20 570 21.547 43 5655 44725-Mar 617 15.944 1,15 85,73 10,30 0,00 595 21.688 41 5679 44326-Mar 613 15.944 1,15 85,73 11,00 0,00 610 21.547 35 5601 44327-Mar 603 15.944 1,15 85,73 10,40 0,00 560 21.196 42 5598 45028-Mar 596 15.944 1,15 85,73 10,00 13,56 650 20.949 41 5472 45029-Mar 586 15.944 1,15 85,73 8,80 13,56 760 20.598 40 5395 45030-Mar 585 15.944 1,15 85,73 10,90 13,56 650 20.563 42 5427 45031-Mar 582 15.944 1,15 85,73 8,70 13,56 1.000 20.457 43 5432 450Total 18.831 688.436 1.294 179.992Prom 626 16.084 1,24 85,64 11,39 13,88 544,35 22.208 42 5.806



120

Anexo C.7.b: Informe diario de operación de la caldera, Marzo de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Mar 14,80 3,20 127,00 1,83 0,18 58,00 1,03 0,10 2,02 42,0102-Mar 14,60 3,15 136,00 1,99 0,2 55,00 0,94 0,09 1,68 89,3503-Mar 20,10 2,89 99,00 1,48 0,14 138,00 2,44 0,23 1,28 90,2304-Mar 21,34 2,81 145,47 2,25 0,21 139,16 2,55 0,23 1,70 77,7505-Mar 23,70 2,93 169,31 2,56 0,24 164,90 2,96 0,28 2,13 35,3006-Mar 50,33 3,23 129,37 1,96 0,19 141,00 2,60 0,25 2,28 0,0007-Mar 38,27 3,25 125,62 1,92 0,18 163,03 3,02 0,29 2,03 38,7908-Mar 23,90 3,15 128,52 1,92 0,19 207,03 3,80 0,37 1,79 44,7509-Mar 33,00 3,10 133,00 1,97 0,19 213,00 3,86 0,38 1,62 79,0810-Mar 24,00 3,00 124,00 1,80 0,18 182,00 3,24 0,32 1,74 79,5111-Mar 27,00 3,20 118,00 1,72 0,17 186,00 3,32 0,33 1,75 74,8312-Mar 23,00 3,20 107,00 1,68 0,16 147,00 2,83 0,26 1,54 41,3713-Mar 13,00 3,11 101,00 1,54 0,15 203,00 3,80 0,36 1,34 0,0014-Mar 14,00 3,30 111,00 1,67 0,17 161,00 2,97 0,29 1,38 80,1615-Mar 28,70 3,75 116,00 1,65 0,18 128,00 2,22 0,24 1,59 50,7416-Mar 25,42 3,36 117,00 1,75 0,17 155,00 2,81 0,28 1,76 139,4217-Mar 22,08 3,27 108,00 1,64 0,16 171,00 3,14 0,31 1,56 71,7018-Mar 21,90 3,41 121,00 1,87 0,18 162,00 3,01 0,29 1,10 68,4819-Mar 21,64 3,31 125,00 1,92 0,19 181,00 3,38 0,33 1,10 36,3620-Mar 20,00 3,25 125,00 1,91 0,18 186,00 3,52 0,34 1,23 0,0021-Mar 14,80 3,30 144,00 2,21 0,21 159,00 2,99 0,29 1,33 85,2522-Mar 14,90 3,48 137,00 2,11 0,21 164,00 3,07 0,30 1,11 64,1723-Mar 20,50 3,44 122,00 1,81 0,18 197,00 3,58 0,36 1,38 87,9924-Mar 26,10 3,34 119,00 1,73 0,18 189,00 3,33 0,34 1,48 59,4925-Mar 15,99 3,18 113,00 1,61 0,16 207,00 3,63 0,37 1,81 0,0026-Mar 19,98 3,29 122,00 1,73 0,18 203,00 3,53 0,36 1,56 0,0027-Mar 24,29 3,32 143,45 2,01 0,21 204,01 3,52 0,37 1,90 0,0028-Mar 26,93 3,53 149,29 2,09 0,22 191,37 3,32 0,35 1,88 108,3029-Mar 24,61 3,64 161,86 2,25 0,24 207,63 3,61 0,39 1,86 94,1930-Mar 19,54 3,43 154,94 2,12 0,23 197,92 3,32 0,36 1,96 92,7031-Mar 25,00 3,20 160,00 2,15 0,23 230,00 3,88 0,42 2,01 79,47Total 58,85 95,22 1.811,39Prom 23,01 3,26 128,80 1,90 0,19 170,68 3,07 0,31 1,64 58,43



121

Anexo C.7.c: Informe diario de operación de la caldera, Marzo de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Mar 270,00 128 117,50 121 402,37 25,70 3,40 3,60 15,31 928 904 935 161 15302-Mar 280,50 124 106,30 126 397,69 19,20 4,20 4,30 15,31 900 880 923 156 15003-Mar 284,60 125 106,10 128 401,86 16,60 4,50 4,60 14,58 909 889 937 157 15304-Mar 242,20 120 83,80 xx 336,74 xx x x 15,11 946 1200 910 145 14405-Mar 284,90 128 105,20 129 406,54 19,60 3,00 2,90 14,47 932 901 954 162 15706-Mar 285,40 128 105,40 129 406,92 20,60 3,00 2,90 15,31 931 900 949 162 15707-Mar 286,50 123 105,80 125 408,31 14,70 3,10 3,30 15,31 927 907 954 157 15108-Mar 284,10 128 105,00 129 405,02 15,80 3,00 3,10 15,31 928 1200 957 162 15709-Mar 284,30 126 196,90 127 407,68 16,50 3,10 3,10 15,31 929 1200 958 159 15310-Mar 283,70 130 108,10 131 407,81 17,40 2,90 2,80 15,31 930 1200 959 163 15811-Mar 283,40 130 107,10 133 406,79 16,40 3,20 3,00 15,31 926 1200 949 164 16012-Mar 286,10 129 107,20 130 409,45 15,50 3,50 3,50 0,66 927 1200 950 162 15713-Mar 283,40 128 108,70 130 411,22 15,30 3,10 3,00 15,31 924 1200 951 161 15714-Mar 286,00 127 109,50 129 411,60 15,80 2,90 2,80 15,31 919 1200 946 159 15315-Mar 269,80 129 116,80 124 402,75 24,00 2,60 2,60 15,2 931 1200 944 162 15516-Mar 271,40 125 116,40 121 403,76 24,80 2,50 2,70 15,31 926 1200 945 157 14917-Mar 279,60 124 115,00 122 410,84 21,80 3,10 3,10 15,31 924 1200 946 158 15318-Mar 278,20 124 115,00 124 408,94 20,40 2,90 3,00 15,31 933 1200 947 157 15219-Mar 281,60 127 111,70 127 409,58 19,80 3,00 3,10 15,3 926 1200 937 159 15520-Mar 280,10 124 114,50 122 408,44 20,50 2,90 2,90 15,31 934 1200 947 157 15021-Mar 278,10 124 114,70 123 406,92 21,50 2,50 2,80 15,31 931 1200 944 159 15322-Mar 270,60 126 120,40 119 404,01 23,40 2,10 2,10 15,31 932 1200 946 158 14923-Mar 271,80 129 119,00 122 403,76 19,80 2,20 2,20 15,31 934 1200 946 162 15424-Mar 270,50 127 113,30 122 396,93 21,50 2,50 2,50 15,31 935 1200 944 159 15225-Mar 267,30 126 115,20 120 395,03 20,50 2,50 2,50 15,31 928 1200 939 158 15026-Mar 262,80 126 115,60 120 391,11 20,30 2,20 2,20 15,31 933 1200 942 157 14927-Mar 263,70 129 115,10 122 392,00 20,50 2,10 2,00 15,31 930 1200 932 162 15428-Mar 262,60 123 113,40 118 388,96 21,60 2,00 2,30 15,31 928 1200 912 154 14529-Mar 261,20 122 113,70 118 387,70 21,70 2,10 2,00 15,31 931 1200 917 154 14730-Mar 256,40 121 100,90 121 369,74 22,50 2,40 2,40 15,31 938 1200 926 151 14431-Mar 255,80 122 103,20 120 371,14 25,60 2,50 2,40 15,31 939 1200 927 151 144TotalProm 274,41 125,87 113,11 124,40 399,08 19,98 2,83 2,86 14,78 928,68 1.141,32 941,06 158,23 152,10

Temperaturas

Primario Secundario

LechoFlujos de aire


122

Anexo C.8.a: Informe diario de operación de la caldera, Abril de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Abr 581 15.859 1,24 86,13 8,20 0,00 1.100 20.313 51 5460 45002-Abr 574 15.859 1,24 86,13 8,20 13,56 1.100 20.069 47 5408 43703-Abr 570 15.859 1,24 86,13 8,20 13,50 925 19.929 46 5300 43804-Abr 554 15.153 1,64 86,12 8,20 13,50 820 18.507 38 5173 44105-Abr 550 15.153 1,64 86,12 8,20 13,50 800 18.373 52 5150 43606-Abr 534 15.153 1,64 86,12 8,20 13,50 1.050 17.839 41 5065 43407-Abr 541 15.153 1,64 86,12 8,20 15,40 780 18.073 50 4850 45908-Abr 510 15.153 1,64 86,12 11,00 15,00 800 17.037 38 4647 45509-Abr 499 15.153 1,64 86,12 10,80 14,50 625 16.670 34 4589 43010-Abr 347 15.153 1,64 86,12 8,50 14,50 745 11.592 23 3344 44011-Abr 0 16.018 1,63 85,69 8,50 14,00 0 0 0 0 012-Abr 0 16.018 1,63 85,69 8,50 14,00 0 0 0 0 013-Abr 0 16.018 1,63 85,69 8,50 14,00 0 0 0 0 014-Abr 0 16.018 1,63 85,69 8,50 14,50 0 0 0 0 015-Abr 38 16.018 1,63 85,69 8,50 14,50 0 1.342 10 266 42016-Abr 412 16.018 1,63 85,69 11,20 14,50 630 14.549 33 3642 46017-Abr 567 16.018 1,63 85,69 11,70 14,60 560 20.023 30 5208 45518-Abr 589 16.018 1,63 85,69 10,20 14,60 570 20.800 33 5362 45519-Abr 593 16.018 1,63 85,69 9,10 15,40 750 20.941 39 5457 47320-Abr 598 16.018 1,63 85,69 13,40 15,40 750 21.117 43 5485 47521-Abr 618 16.018 1,63 85,69 11,50 15,00 700 21.824 47 5493 46522-Abr 613 16.018 1,63 85,69 11,10 15,00 700 21.647 53 5499 46523-Abr 611 16.018 1,63 85,69 12,40 15,00 1.100 21.576 50 5474 46524-Abr 591 16.018 1,63 85,69 10,70 15,00 870 20.870 52 5379 46525-Abr 588 16.018 1,63 85,69 9,50 15,00 560 20.764 60 5346 46526-Abr 561 16.018 1,63 85,69 9,50 10,00 690 19.811 72 5162 46527-Abr 590 16.018 1,63 85,69 9,50 11,20 660 20.835 68 5360 45928-Abr 611 16.018 1,63 85,69 9,50 11,40 565 21.576 68 5557 45329-Abr 609 16.018 1,63 85,69 9,50 11,10 570 21.576 68 5581 45330-Abr 611 16.018 1,63 85,69 9,50 11,50 590 21.576 62 5541 452Total 14.060 489.229 1.208 128.798Prom 469 15.800 1,59 85,83 9,62 13,42 634 16.308 40 4.293



123

Anexo C.8.b: Informe diario de operación de la caldera, Abril de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Abr 24,00 3,10 156 2,03 0,22 220 3,63 0,039 1,99 116,9502-Abr 18,00 3,00 170 2,18 0,24 240 3,89 0,43 1,86 49,0203-Abr 18,00 3,00 152 1,93 0,21 238 3,83 0,42 1,83 0,0004-Abr 24,00 2,90 148 1,82 0,22 250 3,88 0,46 1,56 102,5705-Abr 21,00 2,79 152 1,84 0,22 235 3,6 0,43 2,15 98,9006-Abr 25,00 2,80 152 1,79 0,22 250 3,72 0,46 1,74 149,6507-Abr 29,00 2,50 118 1,38 0,17 207 3,07 0,37 2,1 73,2108-Abr 28,00 2,80 115 1,31 0,17 172 2,41 0,31 1,88 28,1709-Abr 17,62 2,70 103 1,14 0,15 250 3,42 0,45 1,72 81,8410-Abr 16,58 2,58 70 0,54 0,1 260 2,52 0,48 1,68 0,0011-Abr 0,00 21,00 0 0 0 0 0 0 0 79,6212-Abr 0,00 21,00 0 0 0 0 0 0 0 80,7113-Abr 0,00 21,00 0 0 0 0 0 0 0 40,8014-Abr 0,00 21,00 0 0 0 0 0 0 0 7,3115-Abr 5,00 15,00 101 0,03 0,05 20 0,07 0,11 0 0,0016-Abr 11,60 5,42 123 1,29 0,19 207 2,61 0,4 1,53 0,0017-Abr 2,70 4,00 115 1,5 0,17 209 3,31 0,36 1,01 0,0018-Abr 6,70 3,80 113 1,51 0,16 177 2,92 0,31 1,07 66,3319-Abr 6,80 3,70 128 1,72 0,18 170 2,84 0,3 1,26 0,0020-Abr 5,92 3,70 125,82 1,7 0,18 154,87 2,49 0,26 1,37 30,4921-Abr 5,39 3,69 155,12 2,17 0,22 90,67 1,54 0,16 1,45 13,3122-Abr 7,80 3,56 270 3,92 0,4 2,34 0,04 0 1,66 7,4323-Abr 6,77 3,65 254 3,7 0,38 15,14 0,27 0,03 1,57 0,0024-Abr 8,69 3,87 286,41 4,09 0,43 9,26 0,16 0,02 1,69 0,0025-Abr 13,50 3,75 300,34 4,23 0,45 11,75 0,21 0,02 1,96 115,0426-Abr 14,22 3,90 371 5,04 0,56 0 0 0 2,47 81,3527-Abr 14,00 3,90 388 5,54 0,59 0 0 0 2,22 45,4228-Abr x x x x x x x x x x29-Abr x x x x x x x x x x30-Abr x x x x x x x x x xTotal 52,40 50,43 1268,12Prom 12,23 6,45 150,62 1,94 0,22 125,52 1,87 0,22 1,40 46,97



124

Anexo C.8.c: Informe diario de operación de la caldera, Abril de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Abr 254,20 119 100,20 119 366,33 28,70 2,60 3,00 15,31 939 1200 910 148 14202-Abr 252,60 119 97,20 121 361,15 27,20 2,30 2,40 15,31 937 1200 914 147 14203-Abr 245,70 121 88,80 128 345,72 28,40 2,40 2,20 15,31 944 1200 908 153 14904-Abr 242,20 120 83,80 127 336,74 30,00 2,30 2,30 15,11 946 1200 910 145 14405-Abr 241,70 120 79,70 128 333,33 29,60 2,40 2,20 13,85 946 1200 905 148 14406-Abr 240,80 123 70,10 138 322,96 24,80 2,10 2,20 14,15 941 1200 912 155 14907-Abr 242,60 120 58,40 151 313,35 26,10 2,20 2,70 13,87 944 1200 902 170 15508-Abr 238,40 113 58,00 138 308,67 28,40 1,80 2,20 13,99 929 1200 886 150 13709-Abr 236,50 109 50,90 140 299,56 24,30 1,70 1,90 13,87 934 1200 894 149 13310-Abr 268,10 34 28,20 34 315,62 0,30 0,00 0,00 13,78 39 37 37 37 3711-Abr 0,00 14 0,00 14 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 18 18 18 12 1212-Abr 0,00 15 0,00 15 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 16 16 16 14 1413-Abr 0,00 12 0,00 12 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 11 11 11 10 1014-Abr 0,00 13 0,00 12 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 12 12 12 12 1215-Abr 0,00 14 119,40 12 395,29 0,00 0,00 0,00 15,31 943 920 973 167 15016-Abr 255,50 124 117,70 116 385,42 22,90 1,60 1,70 14,67 915 889 892 161 15217-Abr 259,70 123 113,40 118 385,17 24,40 1,90 1,90 15,07 919 893 905 159 15018-Abr 260,00 124 115,00 118 390,10 14,90 1,90 1,80 15,33 926 908 915 161 15319-Abr 261,60 122 113,10 117 389,60 18,70 2,20 2,40 15,34 922 904 908 158 14820-Abr 261,90 121 116,20 116 393,14 21,50 2,30 2,50 15,33 918 896 903 156 14921-Abr 260,40 121 113,20 116 388,46 19,30 2,40 2,50 15,33 926 904 919 158 15122-Abr 259,60 122 116,10 116 390,61 18,10 2,20 2,20 15,32 930 905 917 159 15023-Abr 265,80 125 108,80 123 389,72 18,80 2,00 2,10 15,32 924 897 910 162 15424-Abr 265,20 128 108,20 125 388,59 19,10 1,80 1,70 15,28 926 895 910 163 15725-Abr 253,40 124 104,20 124 372,91 22,30 1,50 1,40 15,32 939 900 911 164 15026-Abr 264,70 123 120,30 xx 395,67 xx xx xx 15,31 940 913 977 158 14627-Abr 263,10 128 117,50 122 395,29 27,10 1,70 2,00 15,31 946 913 943 172 15428-Abr 263,30 127 118,00 121 396,05 26,80 1,70 1,70 15,32 948 914 943 171 15629-Abr 264,00 127 116,80 122 395,41 26,50 1,60 1,70 15,32 953 919 945 170 15430-Abr 266,80 128 113,50 125 395,16 25,10 1,60 1,60 15,33 946 915 940 168 153TotalProm 212,93 101,10 84,89 102,34 318,33 19,08 1,59 1,67 12,96 782,57 845,97 768,20 135,23 126,90


Primario Secundario


125

Anexo C.9.a: Informe diario de operación de la caldera, Mayo de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-May 600 15.679 1,15 84,53 9,50 9,50 530 20.740 60 5521 45302-May 591 15.307 1,20 85,25 10,80 15,00 555 19.944 59 5542 46703-May 595 15.307 1,20 85,25 10,10 14,00 580 20.079 60 5513 46904-May 595 15.307 1,20 85,25 10,60 0,00 527 20.079 53 5494 45505-May 605 15.307 1,20 85,25 12,40 11,80 475 20.416 49 5507 46606-May 607 15.307 1,20 85,25 11,20 12,00 420 20.484 53 5498 46707-May 609 15.307 1,20 85,25 9,70 12,00 460 20.551 49 5622 46208-May 614 15.307 1,20 85,25 11,00 0,00 550 20.720 42 5654 46409-May 643 16.105 0,85 86,77 12,20 0,00 705 22.830 43 5759 46310-May 649 16.105 0,85 86,77 9,20 0,00 1.000 23.043 42 5846 45411-May 621 16.105 0,85 86,77 7,60 0,00 550 22.049 43 5789 45612-May 631 16.105 0,85 86,77 9,50 0,00 460 22.404 43 5739 45613-May 623 16.105 0,85 86,77 11,20 12,00 585 22.120 35 5683 46514-May 637 16.105 0,85 86,77 9,50 12,00 480 22.617 44 5783 46015-May 632 16.105 0,85 86,77 10,00 12,00 535 22.439 51 5751 46016-May 635 15.849 0,75 86,10 8,50 11,96 400 22.187 43 5738 46017-May 633 15.849 0,75 86,10 10,30 11,60 660 22.117 42 5795 46018-May 636 15.849 0,75 86,10 10,50 11,60 560 22.222 43 5776 46019-May 624 15.849 0,75 86,10 10,10 18,40 430 21.803 42 5753 46020-May 625 15.849 0,75 86,10 10,10 11,80 425 21.838 43 5719 46621-May 643 15.849 0,75 86,10 12,20 0,00 475 22.467 42 5745 46522-May 644 15.849 0,75 86,10 11,40 0,00 500 22.502 43 5754 46623-May 660 15.849 0,75 86,10 11,50 0,00 515 23.061 42 5792 46424-May 655 15.849 0,75 86,10 11,90 0,00 480 22.886 43 5889 45925-May 645 15.849 0,75 86,10 9,70 0,00 500 22.537 41 5846 46326-May 636 15.849 0,75 86,10 11,45 13,00 540 22.222 36 5825 45927-May 635 15.849 0,75 86,10 11,30 13,00 445 22.187 40 5823 46228-May 624 15.849 0,75 86,10 10,85 12,00 535 21.803 42 5759 46229-May 624 15.849 0,75 86,10 12,25 15,76 550 21.803 43 5734 46230-May 630 15.849 0,75 86,10 11,35 0,00 490 22.013 42 5822 46331-May 616 15.849 0,75 86,10 10,60 15,00 550 21.523 42 5296 472Total 19.417 675.686 1.395 176.767Prom 626 15.779 0,89 86,01 10,60 7,88 531 21.796 45 5.702 462



126

Anexo C.9.b: Informe diario de operación de la caldera, Mayo de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-May 36,00 3,56 259 3,68 0,39 18 0,32 0,03 1,92 0,0002-May 30,02 3,55 216 2,94 0,32 41 0,68 0,08 2,43 89,0503-May 11,03 3,48 219 2,98 0,33 35 0,59 0,06 2,45 23,3304-May 8,32 3,54 331 4,53 0,5 6 0,1 0,01 2,17 53,6805-May 10,65 3,53 292 4,06 0,44 19 0,32 0,03 1,97 73,4206-May 9,03 3,40 282 3,93 0,42 20 0,34 0,04 2,38 78,1507-May 10,10 3,32 271 3,77 0,4 19 0,33 0,04 2,19 53,5108-May 9,82 3,38 259 3,65 0,39 27 0,47 0,05 1,87 0,0009-May 10,87 3,22 234 3,42 0,33 40 0,71 0,07 1,82 83,5010-May 9,89 3,27 215 3,18 0,3 49 0,9 0,09 1,76 59,3311-May 16,54 3,38 220 3,13 0,31 27 0,49 0,05 1,89 71,4212-May 15,00 3,40 211 3,06 0,3 32 0,58 0,06 1,86 81,8813-May 21,39 3,40 297 4,15 0,41 17 0,29 0,03 1,47 81,7414-May 8,83 3,38 269,04 3,84 0,37 20,28 0,36 0,04 1,81 18,6215-May 9,79 3,40 269,9 3,82 0,38 4,96 0,09 0,01 2,11 0,0016-May 10,08 3,33 265,3 3,76 0,37 8 0,14 0,01 1,77 66,9917-May 9,47 3,27 225,87 3,18 0,32 11,04 0,19 0,02 1,73 63,3718-May 10,16 3,29 259,15 3,67 0,36 6,72 0,12 0,01 1,77 39,1719-May 7,92 3,38 216,38 3,02 0,31 12,55 0,22 0,02 1,76 76,7920-May 9,50 3,40 251 3,7 0,37 5 0,09 0,01 2,54 58,6521-May 9,65 3,40 263 3,99 0,39 10 0,18 0,02 2,41 0,0022-May 16,29 3,35 166 2,51 0,25 52 0,96 0,09 2,46 0,0023-May 17,53 3,16 170 2,61 0,25 42 0,78 0,08 2,35 0,0024-May 20,40 3,14 161 2,45 0,24 59 1,09 0,1 2,42 70,2325-May 13,97 3,18 183 2,75 0,27 34 0,63 0,06 2,35 75,9226-May 14,31 3,26 169 2,51 0,25 31 0,56 0,06 2,09 85,1327-May 16,07 3,23 161 2,35 0,23 53 0,94 0,09 2,63 59,7728-May 24,76 3,26 169 2,43 0,25 46 0,81 0,08 2,81 61,1429-May 14,43 3,43 156 2,26 0,23 73 1,28 0,13 2,88 0,0030-May 16,89 3,30 147 2,14 0,21 118 2,09 0,21 2,79 20,1531-May 19,47 3,54 134 1,93 0,2 77 1,36 0,14 2,85 20,71Total 99,40 18,01 1465,65Prom 14,46 3,36 223,92 3,21 0,33 32,70 0,58 0,06 2,18 47,28



127

Anexo C.9.c: Informe diario de operación de la caldera, Mayo de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-May 268,10 126 114,00 122 396,80 25,90 1,70 1,70 15,33 948 912 941 164 14902-May 266,70 123 114,70 119 392,00 31,90 1,90 2,10 15,33 945 913 937 158 14303-May 263,70 122 118,30 115 239,63 32,00 1,60 1,60 15,33 942 912 940 162 14304-May 265,60 120 117,70 114 393,90 31,50 1,60 1,70 15,32 944 911 941 160 14205-May 265,70 118 108,80 117 385,68 27,60 1,50 1,70 15,31 944 908 951 159 14306-May 266,50 125 116,70 119 393,90 24,70 1,60 1,50 15,31 942 910 963 166 15007-May 267,10 122 117,40 116 395,29 26,10 1,70 1,80 15,31 942 917 955 160 14708-May 264,20 126 120,70 120 395,41 25,40 1,80 2,10 15,31 942 920 959 163 14809-May 263,30 125 120,30 120 394,66 25,80 2,30 2,60 15,31 950 923 970 162 14910-May 264,40 122 116,80 117 391,87 25,30 1,90 2,20 15,33 934 910 966 161 14711-May 264,50 126 116,30 122 391,75 25,80 1,90 2,00 15,31 932 907 956 165 14812-May 265,80 127 117,50 122 394,02 26,70 1,80 1,80 15,31 938 913 958 173 15813-May 265,60 126 122,50 118 398,45 24,20 1,60 2,00 15,31 945 922 971 167 15114-May 263,70 120 118,90 113 393,14 26,40 1,70 1,90 15,31 940 914 967 160 14515-May 265,30 128 119,40 121 395,29 24,70 1,70 1,80 15,31 943 920 973 167 15016-May 266,80 125 120,00 118 397,18 23,90 1,80 1,90 15,31 937 918 979 164 14817-May 264,40 124 123,20 118 398,07 25,70 2,00 2,20 15,31 932 916 968 164 14518-May 264,60 125 121,90 118 396,93 26,20 2,00 2,00 15,31 940 915 974 165 14919-May 265,10 123 116,70 117 392,51 26,10 1,70 1,70 15,31 938 912 970 163 14820-May 264,10 124 123,40 115 397,82 26,50 1,90 2,00 15,31 940 915 973 164 14921-May 263,60 126 122,20 115 396,05 25,30 2,00 1,90 15,31 942 913 972 166 14922-May 265,80 125 118,30 118 394,78 24,70 2,50 2,60 15,31 940 910 966 162 14523-May 266,10 127 121,70 117 398,20 24,40 2,30 2,90 15,31 944 918 972 164 14824-May 265,00 127 119,00 117 394,53 24,70 2,20 2,50 15,31 943 913 978 164 14825-May 262,90 126 121,40 121 394,78 24,60 2,10 2,20 15,31 939 913 976 163 14826-May 264,70 123 120,30 118 395,67 24,60 2,50 2,40 15,31 940 913 977 158 14627-May 263,80 122 120,70 118 395,03 24,80 2,50 3,00 15,31 942 911 962 157 14028-May 265,20 123 120,40 117 396,17 26,10 2,50 2,80 15,31 934 905 954 159 14429-May 265,80 123 122,30 115 398,58 25,20 2,70 2,70 15,31 942 912 956 159 14530-May 266,70 124 120,60 118 397,82 26,00 2,70 2,90 15,31 934 907 951 160 14531-May 246,40 96 75,30 104 333,71 30,00 2,30 2,30 15,31 881 840 878 120 111TotalProm 264,55 123,19 117,66 117,39 388,05 26,22 2,00 2,15 15,31 938,68 911,06 959,81 161,26 145,84

Temperaturas

Primario Secundario

LechoFlujos de aire


128

Anexo C.10.a: Informe diario de operación de la caldera, Junio de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Jun 511 15.875 1,19% 84,73% 11,20% 16,00% 610 17.884 35 4.099 48002-Jun 409 15.875 1,19% 84,73% 9,60% 18,28% 500 14.314 25 3.440 47503-Jun 355 15.875 1,19% 84,73% 10,15% 15,60% 530 12.424 26 3.055 48204-Jun 334 15.875 1,19% 84,73% 10,80% 15,00% 540 11.689 25 2.900 47505-Jun 256 15.875 1,19% 84,73% 9,50% 16,00% 540 8.959 26 1.921 48006-Jun 226 15.402 1,27% 85,10% 10,10% 15,00% 530 7.674 19 1.818 44507-Jun 211 15.402 1,27% 85,10% 10,50% 0,00% 700 7.165 17 1.733 49908-Jun 218 15.402 1,27% 85,10% 10,10% 0,00% 530 7.402 16 1.777 50309-Jun 220 15.402 1,27% 85,10% 12,20% 0,00% 430 7.470 17 1.847 49510-Jun 218 15.402 1,27% 85,10% 9,00% 0,00% 540 7.402 14 1.722 47111-Jun 221 15.402 1,27% 85,10% 9,80% 0,00% 680 7.504 18 1.673 47412-Jun 221 15.402 1,27% 85,10% 10,60% 0,00% 620 7.504 19 1.660 46513-Jun 148 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 10,60% 700 5.252 14 1.190 47614-Jun 198 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 11,80% 568 7.026 18 1.650 46315-Jun 205 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 8,80% 570 7.274 26 1.709 46316-Jun 207 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 11,80% 560 7.345 25 1.699 46617-Jun 208 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 11,00% 625 7.380 25 1.709 46618-Jun 209 16.095 1,27% 86,68% 10,60% 11,20% 510 7.416 18 1.747 46519-Jun 209 16.095 1,27% 86,68% 10,40% 15,00% 495 7.416 17 1.733 47320-Jun 209 16.095 1,27% 86,68% 9,90% 11,70% 480 7.416 17 1.715 47321-Jun 211 16.095 1,27% 86,68% 10,90% 12,00% 540 7.487 12 1.703 48522-Jun 207 16.095 1,27% 86,68% 12,70% 13,00% 500 7.345 8 1.709 49023-Jun 208 16.095 1,27% 86,68% 9,95% 11,70% 565 7.380 9 1.697 48024-Jun 215 16.095 1,27% 86,68% 10,15% 12,00% 555 7.629 8 1.738 47025-Jun 221 16.095 1,27% 86,68% 8,50% 14,00% 550 7.842 9 1.765 47026-Jun 203 16.095 1,27% 86,68% 8,50% 13,50% 570 7.203 8 1.715 47227-Jun 199 16.095 1,27% 86,68% 10,80% 12,50% 570 7.061 9 1.742 47228-Jun 205 16.095 1,27% 86,68% 9,80% 13,00% 590 7.274 16 1.739 46829-Jun 207 16.095 1,27% 86,68% 9,20% 14,00% 620 7.345 15 1.762 46530-Jun 205 16.095 1,27% 86,68% 8,30% 14,50% 630 7.274 9 1.743 465Total 7074 247.756 520 58.110Prom 235,8 15.897 1,26% 85,99% 10,21% 10,60% 564,93 8.259 17,33 1.937 474,2



129

Anexo C.10.b: Informe diario de operación de la caldera, Junio de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Jun 11,00% 4,14% 56,00 0,70 0,09 61,00 0,92 0,11 2,86 66,2702-Jun 14,00% 5,20% 20,00 0,21 0,03 2,60 0,03 0,01 2,56 86,0703-Jun 14,00% 5,70% 8,30 0,08 0,01 10,00 0,12 0,02 2,15 72,9704-Jun 10,50% 5,60% 10,00 0,09 0,02 10,00 0,11 0,02 2,19 22,9805-Jun 13,00% 6,60% 4,00 0,03 0,01 15,00 0,14 0,03 2,98 0,0006-Jun 13,50% 6,90% 4,00 0,03 0,01 11,00 0,09 0,03 2,46 29,8307-Jun 24,48% 7,20% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 2,36 56,6708-Jun 18,77% 6,84% 1,00 0,01 0,00 1,00 0,01 0,00 2,15 49,6809-Jun 18,75% 6,47% 1,00 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 2,26 0,0010-Jun 17,90% 6,62% 1,00 0,01 0,00 5,00 0,04 0,01 1,69 32,4711-Jun 18,05% 6,56% 1,00 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 2,15 0,0012-Jun 19,68% 6,51% 8,00 0,05 0,01 0,00 0,00 0,00 2,27 0,0013-Jun 16,00% 8,32% 84,00 0,42 0,17 2,40 0,01 0,01 2,49 0,0014-Jun 19,40% 6,92% 18,70 0,11 0,03 0,00 0,00 0,00 2,40 0,0015-Jun 23,00% 6,80% 20,00 0,12 0,04 0,00 0,00 0,00 2,40 41,7916-Jun 22,00% 6,80% 6,44 0,04 0,01 0,00 0,00 0,00 2,40 0,0017-Jun 23,20% 6,80% 2,80 0,02 0,01 0,00 0,00 0,00 2,20 0,0018-Jun 23,20% 6,50% 2,80 0,02 0,01 0,00 0,00 0,00 1,19 0,0019-Jun 21,66% 6,63% 1,00 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 2,01 0,0020-Jun 25,20% 6,66% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 2,01 0,0021-Jun 22,92% 6,70% 2,27 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 1,40 0,0022-Jun 22,58% 6,64% 2,22 0,01 0,00 3,00 0,02 0,01 0,95 0,0023-Jun 20,70% 6,74% 2,23 0,01 0,00 0,00 0,00 0,00 1,07 41,5624-Jun 17,62% 6,38% 2,54 0,02 0,00 0,00 0,00 0,00 0,92 61,6325-Jun 14,80% 5,80% 8,00 0,05 0,01 0,00 0,00 0,00 1,01 31,1026-Jun 14,30% 6,50% 30,00 0,17 0,05 0,00 0,00 0,00 0,97 0,0027-Jun 14,20% 6,60% 27,00 0,15 0,05 12,40 0,08 0,03 1,12 0,0028-Jun 14,80% 6,50% 136,00 0,81 0,25 48,00 0,35 0,11 1,93 46,1229-Jun 13,50% 6,25% 96,00 0,57 0,17 2,30 0,02 0,01 1,79 38,0230-Jun 13,60% 6,20% 140,00 0,82 0,25 24,00 0,17 0,05 1,08 45,63Total 2,11 722,79Prom 17,88% 6,47% 23,21 0,15 0,04 6,92 0,1 0,02 1,91 24,09



130

Anexo C.10.c: Informe diario de operación de la caldera, Junio de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire

Nivel lecho denso

Freeboar S

Freeboar N

Exceso de aire Hogar Entrada

ciclonEntrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Jun 240,80 91 56,60 106 309,93 31,90 1,70 2,00 14,54 840 810 836 113 10602-Jun 228,10 107 35,80 135 276,80 35,10 1,40 1,40 14,02 775 764 784 135 12603-Jun 211,20 104 31,80 143 256,06 36,60 1,60 1,90 14,02 805 782 780 146 12404-Jun 156,80 112 30,90 129 200,81 39,70 0,50 0,40 15,19 761 716 682 136 12305-Jun 150,70 112 33,00 129 196,63 31,50 0,60 0,40 15,30 791 731 692 137 12206-Jun 129,40 110 29,20 124 171,85 33,40 0,30 0,20 15,31 771 688 630 134 11507-Jun 128,80 103 30,80 118 173,62 31,50 0,30 0,40 15,31 771 698 648 127 11108-Jun 127,80 104 29,30 120 171,34 28,90 0,40 0,20 15,29 785 714 665 127 11309-Jun 126,50 107 26,40 122 167,17 31,30 0,40 0,70 15,31 776 709 662 130 11410-Jun 128,80 104 27,80 121 170,46 31,10 0,40 0,30 15,31 771 712 665 129 11311-Jun 127,00 107 27,20 123 168,31 29,00 0,30 0,80 15,31 785 718 657 132 11612-Jun 126,50 102 28,70 117 168,31 25,80 0,30 0,20 15,30 810 717 659 128 11113-Jun 121,40 116 31,90 27 165,15 21,40 0,10 0,00 14,86 814 670 609 128 11614-Jun 123,80 103 34,80 122 170,33 22,40 0,30 0,10 15,25 817 706 642 127 11715-Jun 122,40 104 30,40 127 164,77 23,70 0,30 0,10 15,32 800 698 640 128 12016-Jun 121,90 103 32,00 128 166,03 22,30 0,40 1,20 15,32 793 692 641 131 12217-Jun 124,80 103 30,70 129 167,67 21,90 0,60 0,80 15,31 786 697 646 127 11718-Jun 122,10 107 27,80 135 162,11 23,10 0,60 0,40 15,32 784 699 645 131 12519-Jun 121,70 100 31,00 124 164,77 21,40 0,60 0,30 15,31 779 697 648 122 11720-Jun 123,10 103 30,10 129 165,27 21,50 0,70 0,90 15,31 767 687 649 125 11721-Jun 123,60 105 30,70 129 166,28 22,60 0,60 0,60 15,35 770 692 659 126 12122-Jun 123,60 105 28,70 130 164,39 22,50 0,60 0,50 15,31 769 693 656 126 12223-Jun 124,10 102 28,90 124 165,15 20,80 0,50 0,30 15,31 781 687 641 122 11924-Jun 119,00 104 30,50 120 160,97 18,80 0,30 0,20 15,31 857 738 665 123 11825-Jun 117,80 105 31,40 123 160,72 20,30 0,20 0,50 15,32 857 717 636 129 12026-Jun 118,10 104 29,90 124 159,58 20,80 0,00 0,30 15,33 869 723 635 130 11827-Jun 118,40 105 34,60 121 164,77 20,90 0,00 0,00 15,32 908 703 614 131 12128-Jun 120,60 102 29,70 124 161,98 21,80 0,00 0,30 15,31 907 731 640 134 12029-Jun 119,60 103 28,90 127 160,09 22,90 0,00 0,00 15,32 919 727 628 131 11930-Jun 119,20 102 28,70 124 159,71 21,30 0,00 0,20 15,33 928 722 626 129 118TotalProm 135,59 104,63 31,27 121,80 179,37 25,87 0,47 0,52 15,18 811,53 714,60 662,67 129,13 118,03

Lecho Temperaturas

Primario Secundario

Flujos de aire


131

Anexo C.11.a: Informe diario de operación de la caldera, Julio de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Jul 204 15820 0,98 84,9 8,2 0 600 7.115 8 1.737 45602-Jul 203 15820 0,98 84,9 10 0 600 7.080 9 1.769 45503-Jul 197 15820 0,98 84,9 11 16,44 620 6.871 8 1.703 45204-Jul 104 15820 0,98 84,9 11,5 0 650 3.627 7 885 45005-Jul 0 15820 0,98 84,9 4 0 0 0 0 0 006-Jul 0 15820 0,98 84,9 3 0 0 0 0 0 007-Jul 0 15820 0,98 84,9 10,5 11,7 0 0 0 0 008-Jul 0 15820 0,98 84,9 10,5 11,2 0 0 0 0 009-Jul 0 15820 0,98 84,9 10,5 11,2 0 0 0 0 010-Jul 31 15820 0,98 84,9 10,5 11,2 0 1.081 2 211 45511-Jul 200 15946 0,88 84,7 10,5 11,2 0 7.031 24 1.599 46612-Jul 207 15946 0,88 84,7 10,5 7,6 660 7.277 22 1.666 47613-Jul 209 15946 0,88 84,7 8,4 15 720 7.347 17 1.686 48014-Jul 216 15946 0,88 84,7 13 15 620 7.593 17 1.670 48515-Jul 215 15946 0,88 84,7 10,6 14,5 480 7.558 17 1.684 48516-Jul 214 15946 0,88 84,7 9 13 760 7.523 17 1.666 48517-Jul 210 15946 0,88 84,7 9,8 11,6 550 7.382 17 1.694 49618-Jul 213 15961 0,92 84,01 10,2 0 590 7.495 14 1.665 50019-Jul 221 15961 0,92 84,01 10,7 12 580 7.776 10 1.680 50020-Jul 222 15961 0,92 84,01 10,7 13 580 7.812 17 1.665 50021-Jul 227 15961 0,92 84,01 11 13,5 520 7.988 17 1.688 50022-Jul 230 15961 0,92 84,01 10,4 15 540 8.093 17 1.677 48523-Jul 230 15961 0,92 84,01 10,4 14,5 0 8.093 17 1.720 48024-Jul 256 15961 0,92 84,01 10,4 14 0 9.008 17 1.978 48525-Jul 266 15961 0,92 84,01 10 0 0 9.360 17 1.915 50026-Jul 298 15961 0,92 84,01 10 0 0 10.486 17 2.096 49127-Jul 267 15961 0,92 84,01 10 10,5 590 9.395 17 1.792 50028-Jul 442 15961 0,92 84,01 8,5 0 440 15.553 17 3.699 46729-Jul 262 15961 0,92 84,01 8,8 0 550 9.219 17 1.700 47830-Jul 524 15961 0,92 84,01 10 0 0 18.438 30 4.610 43931-Jul 557 15961 0,92 84,01 10 10,9 565 19.600 46 5.139 480Total 6425 225.801 50.994Prom 207 15.912 0,93 84,45 9,76 8,16 361,77 7.283,90 14,03 1.644,97 401,48



132

Anexo C.11.b: Informe diario de operación de la caldera, Julio de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Jul 12,66% 6,23% 157,00 0,91 0,28 40,00 0,29 0,09 0,92 17,9202-Jul 12,67% 6,38% 160,00 0,94 0,29 38,00 0,27 0,08 1,05 0,0003-Jul 13,64% 6,83% 214,00 1,26 0,40 70,00 0,49 0,16 0,96 0,0004-Jul 18,39% 11,09% 132,00 0,62 0,37 49,00 0,26 0,16 1,59 0,0005-Jul 15,00% 10,00% 2,00 0,00 0,00 29,00 0,00 0,00 0,00 0,0006-Jul 0,00% 19,00% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0007-Jul 0,00% 19,00% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0008-Jul 0,00% 19,00% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0009-Jul 0,00% 19,00% 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0010-Jul 14,00% 0,00% 73,00 0,15 0,30 29,00 0,06 0,13 1,52 0,0011-Jul 10,06% 8,40% 249,00 1,67 0,52 33,00 0,26 0,08 0,98 0,0012-Jul 6,20% 8,20% 213,00 1,45 0,44 0,00 0,00 0,00 0,98 40,0613-Jul 4,15% 8,10% 141,00 0,96 0,29 0,00 0,00 0,00 0,98 0,0014-Jul 4,60% 8,00% 64,20 0,45 0,13 64,50 0,52 0,15 0,98 40,6715-Jul 7,10% 7,80% 34,00 0,23 0,07 78,50 0,64 0,19 0,98 13,2016-Jul 8,90% 7,80% 21,20 0,14 0,04 0,00 0,00 0,00 0,98 46,2317-Jul 9,47% 7,53% 172,00 1,12 0,34 0,00 0,00 0,00 2,59 0,0018-Jul 10,02% 7,58% 283,00 1,88 0,55 0,00 0,00 0,00 2,10 0,0019-Jul 9,50% 7,60% 175,00 1,21 0,34 0,00 0,00 0,00 1,45 46,0420-Jul 9,20% 7,60% 182,00 1,27 0,36 0,00 0,00 0,00 2,45 54,5421-Jul 11,20% 7,40% 232,00 1,62 0,45 0,00 0,00 0,00 2,40 23,4322-Jul 10,60% 7,20% 364,00 2,56 0,70 0,00 0,00 0,00 2,63 45,6523-Jul 9,30% 7,10% 456,00 3,18 0,87 0,00 0,00 0,00 2,63 0,0024-Jul 11,30% 6,20% 446,00 3,23 0,79 0,00 0,00 0,00 2,37 0,0025-Jul 10,73% 5,88% 303,00 2,22 0,52 0,00 0,00 0,00 2,28 13,8326-Jul 10,53% 5,49% 104,00 0,83 0,17 0,00 0,00 0,00 2,03 0,0027-Jul 9,34% 6,05% 129,00 0,96 0,23 0,00 0,00 0,00 0,88 50,2728-Jul 19,26% 4,04% 157,00 1,69 0,24 13,00 0,18 0,02 1,37 54,4329-Jul 8,41% 6,04% 187,00 1,37 0,33 0,00 0,00 0,00 2,31 38,6630-Jul 22,51% 3,81% 250,00 3,14 0,38 37,00 0,57 0,07 1,95 0,0031-Jul 22,00% 3,50% 218,00 2,86 0,32 49,00 0,79 0,09 0,92 0,00Total 4,33 484,93Prom 10,02% 8,32% 165,11 1,22 0,31 17,10 0,14 0,04 1,36 15,64



133

Anexo C.11.c: Informe diario de operación de la caldera, Julio de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Jul 118,8 100 29,9 121 160,47 21,20 0,00 0,30 15,33 937 723 626 126 11502-Jul 123,1 105 30,7 122 165,65 20,10 0,00 0,50 15,32 931 700 609 128 11703-Jul 126,7 98 34,4 124 173,24 18,50 0,00 0,00 15,32 932 677 600 137 12604-Jul x x x x x x x x x x x05-Jul x x x x x x x x x x x06-Jul x x x x x x x x x x x07-Jul x x x x x x x x x x x08-Jul x x x x x x x x x x x09-Jul x x x x x x x x x x x10-Jul 143 110 48,1 127 203,84 13,80 0,00 0,10 14,79 921 618 562 140 12911-Jul 140,6 112 48,2 123 200,43 18,60 0,00 0,00 13,90 887 633 586 139 12812-Jul 142,7 108 48,6 122 202,83 23,00 0,00 0,60 13,80 851 651 601 137 12513-Jul 142,1 108 46,7 122 200,17 23,70 0,00 0,80 13,82 837 661 608 138 12914-Jul 141,4 109 42,1 130 195,37 25,30 0,00 0,20 14,92 812 674 611 145 13715-Jul 138,2 107 37,7 129 187,78 25,20 0,00 0,20 15,30 797 679 614 138 13016-Jul 137,7 109 31,8 118 181,46 25,50 0,00 0,90 13,30 809 687 617 138 12917-Jul 139,2 107 32,4 119 183,35 24,40 0,10 0,00 15,31 793 701 632 137 12818-Jul 137,3 104 38,1 127 187,4 24,80 0,20 0,00 15,31 787 697 634 130 12619-Jul 138,6 105 38,4 127 189,3 24,50 0,20 0,30 15,31 771 692 634 131 12520-Jul 136,2 107 38,4 129 186,64 25,60 0,20 0,10 15,31 774 700 635 132 12821-Jul 136,4 107 38,5 127 187,15 25,50 0,30 0,10 15,31 788 719 656 138 12722-Jul 137,1 107 37,9 126 190,82 25,00 0,30 0,10 15,31 795 726 664 131 12723-Jul 136,2 104 36,5 126 185,88 25,00 0,30 0,10 15,31 788 722 664 128 12424-Jul 135,7 103 41,2 123 190,06 25,90 0,30 0,30 14,74 802 745 685 131 12625-Jul 157,4 103 39,7 126 210,29 26,60 0,80 0,70 14,37 821 789 747 131 12826-Jul 141,4 108 39,5 125 193,85 27,40 0,50 0,90 14,53 823 765 709 132 12827-Jul 177,8 111 68,3 115 257,96 27,40 1,10 0,90 13,70 879 839 834 137 13328-Jul 138,2 107 43,7 119 194,86 27,50 0,20 0,10 15,11 845 770 708 130 12229-Jul 226,3 117 114,8 106 351,28 22,40 1,80 2,10 13,78 906 890 904 150 14130-Jul 257,6 124 115,0 118 384,03 22,70 1,80 1,90 15,06 933 914 947 161 15431-Jul 146,2 107 39,6 122 199,54 26,8 0 0,1 15,26 867 758 690 130 124TotalProm 147,84 107,48 46,41 122,92 206,55 23,86 0,32 0,45 14,78 843,44 725,20 671,08 135,80 128,24

Lecho Temperaturas

Primario Secundario

Flujos de aire


134

Anexo C.12.a: Informe diario de operación de la caldera, Agosto de 2005. (Combustible, caliza y vapor).


Humedad despues

del molino S

Humedad despues

del molino P

coke screening


Limestone to Boiler

stream produced

[ToTal Diario]

Temp

Ton/dia btu/lb [% m/m] [% m/m] [% m/m] [% m/m] ton tons °C01-Ago 257 16239 0,95% 85,27% 10,00% 9,40% 556 9201 20 1637 49802-Ago 275 16239 0,95% 85,27% 10,00% 11,40% 430 9845 17 2171 49803-Ago 221 16239 0,95% 85,27% 10,00% 10,80% 555 7912 22 1639 48304-Ago 254 16239 0,95% 85,27% 10,00% 11,20% 650 9093 25 2036 47205-Ago 230 16239 0,95% 85,27% 10,00% 11,20% 650 8234 11 1729 47806-Ago 210 16239 0,95% 85,27% 11,10% 14,00% 600 7518 13 1430 46407-Ago 317 16239 0,95% 85,27% 8,50% 14,00% 440 11349 16 2493 49008-Ago 522 16136 1,14% 86,45% 8,50% 0,00% 0 18569 35 4728 44909-Ago 196 16136 1,14% 86,45% 10,50% 0,00% 575 6972 17 1434 47110-Ago 302 16136 1,14% 86,45% 10,90% 0,00% 500 10743 23 2460 48011-Ago 466 16136 1,14% 86,45% 10,90% 0,00% 500 16577 32 4150 45312-Ago 191 16136 1,14% 86,45% 10,90% 14,00% 600 6795 14 1415 45013-Ago 464 16136 1,14% 86,45% 10,80% 13,50% 640 16506 29 4089 46914-Ago 613 16136 1,14% 86,45% 10,00% 14,00% 640 21807 51 5665 46515-Ago 617 16136 1,14% 86,45% 9,80% 14,50% 600 21949 53 5667 46316-Ago 618 16136 1,14% 86,45% 10,70% 15,20% 570 21984 48 5593 47017-Ago 622 16136 1,14% 86,45% 10,40% 14,50% 530 22127 44 5620 47518-Ago 626 16136 1,14% 86,45% 9,60% 0,00% 515 22269 51 5731 47219-Ago 614 16136 1,14% 86,45% 11,50% 0,00% 555 21842 51 5704 47020-Ago 617 16136 1,14% 86,45% 10,00% 0,00% 615 21949 51 5646 47321-Ago 689 16136 1,14% 86,45% 9,60% 0,00% 600 24510 51 5697 47422-Ago 548 16134 1,14% 86,45% 11,00% 0,00% 525 19492 51 5748 47123-Ago 607 16134 1,14% 86,45% 11,60% 0,00% 700 21590 51 5720 47324-Ago 609 16134 1,14% 86,45% 11,60% 12,00% 646 21662 51 5672 46925-Ago 609 16134 1,14% 86,45% 11,60% 12,60% 600 21662 51 5584 46926-Ago 621 16134 1,14% 86,45% 11,60% 12,00% 590 22088 51 5617 47327-Ago 607 16134 1,14% 86,45% 11,60% 12,30% 670 21590 52 5598 47228-Ago 610 16134 1,14% 86,45% 11,60% 11,90% 730 21697 51 5554 47229-Ago 615 16134 1,14% 86,45% 11,60% 13,10% 685 21875 51 5593 47130-Ago 614 16134 1,14% 86,45% 13,95% 0,00% 590 21839 46 5575 46731-Ago 623 16134 1,14% 86,45% 11,45% 20,20% 590 22162 42 5580 466

Total 14361 132.975Prom 483,35 16158,61 1,10% 86,18% 10,69% 8,45% 569,26 17.206,71 37,77 4.289,52 471,61



135

Anexo C.12.b: Informe diario de operación de la caldera, Agosto de 2005. (Gases de escape, Cs/S, Ceniza).


[%] [%] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [ppm] [ton/day] [lb/MBTU] [Ton]01-Ago 9,14% 6,34 174,00 1,28 0,31 0 0 0 0,92 13,3502-Ago 11,00% 6,24 105,00 0,82 0,18 0 0 0 0,92 67,1903-Ago 8,73% 6,58 278,70 1,79 0,50 0 0 0 0,98 3,3304-Ago 10,30% 6,2 451,00 3,24 0,79 0 0 0 0,92 005-Ago 8,70% 6,77 359,00 2,44 0,65 0 0 0 0,92 006-Ago 10,61% 7,47 213,00 1,40 0,41 0 0 0 2,11 35,1207-Ago 16,25% 6,16 135,00 1,21 0,23 1 0,01 0 1,72 008-Ago 28,46% 3,9 281,00 3,54 0,42 15 0,24 0,03 2,29 70,1209-Ago 11,62% 7,2 386,00 2,31 0,73 0 0 0 2,96 65,3510-Ago 18,56% 6,24 454,00 3,89 0,80 0 0 0 2,6 18,6311-Ago 23,73% 4,44 225,00 2,62 0,35 0 0 0 2,34 012-Ago 12,80% 7,4 165,00 0,98 0,32 0 0 0 2,5 56,5213-Ago 14,30% 4,5 178,00 2,11 0,28 40 0,58 0,08 2,06 014-Ago 14,80% 3,3 255,00 3,69 0,37 50 0,9 0,09 2,75 015-Ago 14,70% 3,2 219,00 3,17 0,32 48 0,86 0,09 2,84 016-Ago 14,60% 3,2 191,00 2,77 0,28 43 0,77 0,08 2,56 42,0217-Ago 14,70% 3,3 168,00 2,47 0,25 92 1,67 0,17 2,34 97,5118-Ago 20,80% 3,12 174,00 2,55 0,25 52 0,95 0,09 2,69 89,6419-Ago 12,49% 3,12 150,00 2,15 0,22 79 1,38 0,14 2,74 91,5520-Ago 34,59% 3,21 174,00 2,52 0,25 62 1,11 0,11 2,73 87,7821-Ago 79,50% 3,18 161,00 2,60 0,23 85 1,71 0,15 2,44 022-Ago 67,08% 3,14 159,00 2,03 0,23 78 1,22 0,14 2,56 78,1923-Ago 24,07% 3,25 187,00 2,66 0,27 74 1,28 0,13 2,31 29,224-Ago 42,00% 3,3 213,00 3,05 0,31 73 1,27 0,13 1,14 109,7225-Ago 23,00% 3,3 232,00 3,32 0,34 39 0,68 0,07 1,14 94,426-Ago 36,00% 3,26 194,00 2,82 0,28 118 2,09 0,21 1,14 82,4427-Ago 25,00% 3,35 197,00 2,82 0,29 119 2,07 0,21 1,14 69,9628-Ago 25,00% 3,4 195,00 2,81 0,03 117 2,05 0,21 1,14 029-Ago 22,00% 3,4 189,00 2,75 0,28 134 2,37 0,24 1,14 68,4430-Ago 59,00% 3,41 192,00 2,79 0,28 131 2,25 0,23 2,06 71,9731-Ago 57,61% 3,41 192,00 2,83 0,28 72 1,29 0,13 1,85 70,66

Total 77,40 26,7 1342,4Prom 24,88% 4,46 220,86 2,50 0,35 49,10 0,86 0,09 1,93 45,58



136

Anexo C.12.c: Informe diario de operación de la caldera, Agosto de 2005. (Parámetros de combustión).

DiaTotal

flujo de aire



Entrada H.R.A.


[ton/h] °C [ton/h] °C [ton/h] "H2O "H2O "H2O % °C °C °C °C °C01-Ago 184,6 106 84,9 105 280,6 28,40 0,70 0,80 13,92% 886 845 825 126 12602-Ago 130,2 101 35,8 117 179,18 30,80 0,10 0,00 14,71% 845 738 663 121 11303-Ago 127,2 109 36,9 127 177,16 32,70 0,30 0,30 15,31% 809 735 671 137 13004-Ago 126,8 105 35,3 122 175,01 29,70 0,20 0,00 14,95% 814 724 654 128 12205-Ago 121,4 108 36,4 121 170,96 28,80 0,20 0,00 15,08% 812 718 643 126 12106-Ago 122,7 107 36,9 121 172,35 29,80 0,20 0,10 15,32% 811 708 637 125 11807-Ago 248,9 117 116,4 108 375,69 20,60 2,00 2,20 15,08% 934 916 930 139 14408-Ago 117,3 105 32,5 119 162,62 28,00 0,00 0,00 15,25% 867 701 610 119 11609-Ago 118,8 106 31,5 123 163,5 30,40 0,00 0,00 15,31% 814 707 626 124 11910-Ago 254,4 120 119,1 111 383,78 22,40 1,90 1,80 15,28% 934 906 935 154 14911-Ago 119,7 115 33,1 129 167,17 29,50 0,00 0,00 15,20% 877 678 598 132 12712-Ago 151,8 112 44,5 127 209,02 31,10 0,50 0,20 15,30% 873 804 734 138 13313-Ago 256,1 126 123,2 115 389,47 24,60 2,50 2,40 15,22% 937 910 920 161 15714-Ago 257,1 127 123 116 390,36 25,80 2,40 2,20 15,31% 941 913 926 162 15815-Ago 256 126 119,8 119 386,06 24,90 2,60 3,80 15,31% 943 909 929 158 15216-Ago 257,3 120 121,2 112 388,96 27,20 2,40 2,50 15,31% 931 903 921 153 14117-Ago 257,8 122 119,8 114 387,7 28,10 2,30 2,60 15,30% 944 912 942 155 14618-Ago 257,9 124 119,6 116 387,95 26,40 2,40 2,40 15,30% 939 906 942 157 14619-Ago 258,7 123 122,9 116 392 25,20 2,50 3,00 15,31% 936 908 927 156 14220-Ago 260,1 125 120,7 117 391,62 25,40 2,60 3,30 15,33% 940 909 934 157 14521-Ago 254,9 124 121,5 115 387,19 24,90 2,60 2,40 15,32% 944 915 935 156 14522-Ago 256,3 123 122,7 114 389,85 24,20 2,60 2,60 15,31% 940 910 933 156 14423-Ago 258,1 124 123,7 114 392,13 25,20 2,50 2,30 15,31% 944 913 928 157 14624-Ago 255,7 127 122 115 388,21 24,00 2,30 2,20 15,31% 944 914 931 160 14825-Ago 260 125 120,8 117 392 26,80 2,70 3,00 15,31% 941 909 928 157 14626-Ago 256,7 125 120,2 116 387,45 23,00 2,40 2,80 15,31% 945 912 930 154 14527-Ago 260 124 120,8 116 390,99 23,80 2,30 2,10 15,31% 938 907 927 154 14328-Ago 254,1 122 123,3 387,95 15,31% 942 908 924 153 14229-Ago 256,3 122 123,3 112 390,36 26,80 2,40 2,60 15,31% 946 914 931 154 14230-Ago 258,2 121 116,5 114 385,3 23,40 2,40 2,40 15,31% 938 905 928 153 14231-Ago 259 121 125,4 111 395,03 24,3 2,2 3,2 943 913 931 153 143

TotalProm 216,58 118,13 95,28 116,63 323,15 26,54 1,67 1,77 0,15 908,13 853,87 844,94 146,29 138,42

Secundario

Flujos de aire Temperaturas

Primario

Lecho


137

Anexo D

“Entalpía de formación, función de Gibbs y entropía absoluta.”


138

Entalpía de formación, Función de Gibbs de formación y entropía absoluta.

tesis cfb duhart_j

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